UNIVERSIDAD CENTRAL DEL ECUADOR FACULTAD DE … · DERECHOS DE AUTOR Yo, CRISTIAN URIEL APUNTE...
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UNIVERSIDAD CENTRAL DEL ECUADOR FACULTAD DE INGENIERÍA QUÍMICA CARRERA DE INGENIERÍA QUÍMICA Diseño térmico de un intercambiador de calor crudo carga/diésel para la Refinería Lago Agrio, Bloque 56 de Petroamazonas EP Trabajo de titulación, modalidad Propuesta Tecnológica para la obtención del título de Ingeniero Químico AUTOR: Apunte Arico Cristian Uriel TUTOR: Ing. Diego Eduardo Montesdeoca Espín Quito, 2020
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UNIVERSIDAD CENTRAL DEL ECUADOR
FACULTAD DE INGENIERÍA QUÍMICA
CARRERA DE INGENIERÍA QUÍMICA
Diseño térmico de un intercambiador de calor crudo carga/diésel para la
Refinería Lago Agrio, Bloque 56 de Petroamazonas EP
Trabajo de titulación, modalidad Propuesta Tecnológica para la obtención
del título de Ingeniero Químico
AUTOR: Apunte Arico Cristian Uriel
TUTOR: Ing. Diego Eduardo Montesdeoca Espín
Quito, 2020
ii
DERECHOS DE AUTOR
Yo, CRISTIAN URIEL APUNTE ARICO, en calidad de autor y titular de los derechos
morales y patrimoniales del trabajo de titulación DISEÑO TÉRMICO DE UN
INTERCAMBIADOR DE CALOR CRUDO CARGA/DIESEL PARA LA REFINERÍA
LAGO AGRIO, BLOQUE 56 DE PETROAMAZONAS EP., modalidad Propuesta
Tecnológica, de conformidad con el Art. 114 del CÓDIGO ORGÁNICO DE LA
ECONOMÍA SOCIAL DE LOS CONOCIMIENTOS, CREATIVIDAD E
INNOVACIÓN, concedo a favor de la Universidad Central del Ecuador una licencia
gratuita, intransferible y no exclusiva para el uso no comercial de la obra, con fines
estrictamente académicos. Conservo a mi favor todos los derechos de autor sobre la obra,
establecidos en la normativa citada.
Así mismo, autorizo a la Universidad Central del Ecuador para que realice la
digitalización y publicación de este trabajo de titulación en el repositorio virtual, de
conformidad a lo dispuesto en el Art. 144 de la Ley Orgánica de Educación Superior.
El autor declara que la obra objeto de la presente autorización es original en su forma de
expresión y no infringe el derecho de autor de terceros, asumiendo la responsabilidad por
cualquier reclamación que pudiera presentarse por esta causa y liberando a la Universidad
de toda responsabilidad.
Firma:
Cristian Uriel Apunte Arico
C.C. 1720148269
Dirección electrónica: [email protected]
iii
APROBACIÓN DEL TUTOR
En mi calidad de Tutor del Trabajo de Titulación, presentado por APUNTE ARICO
CRISTIAN URIEL, para optar por el Grado de Ingeniero Químico; cuyo título es
DISEÑO TÉRMICO DE UN INTERCAMBIADOR DE CALOR CRUDO
CARGA/DIESEL PARA LA REFINERÍA LAGO AGRIO, BLOQUE 56 DE
PETROAMAZONAS EP., considero que dicho trabajo reúne los requisitos y méritos
suficientes para ser sometido a la presentación pública y evaluación por parte del tribunal
examinador que se designe.
En la ciudad de Quito, a los 30 días del mes de enero del 2020.
Ing. Diego Eduardo Montesdeoca Espín
DOCENTE-TUTOR
C.C. 1802917391
iv
DEDICATORIA
“Hay hombres que luchan un día y son buenos. Hay otros que luchan un año
y son mejores. Hay quienes luchan muchos años, y son muy buenos. Pero
hay los que luchan toda la vida: esos son los imprescindibles.”
Bertolt Brecht
Dedico esta tesis:
A dios sobre todas las cosas, quien con su
amor incondicional estará para mí en la
eternidad.
A mis padres María y Gonzalo, por su
entrega y sacrificio, regalándome su
tiempo a lo largo de sus vidas. Los amo
A mis hermanos y sobrinos, que son el
pilar de una familia llena de virtudes,
alegrías y deseos de triunfar. También los
amo.
A mi familia, en especial a mi mamita
Rosita, por su amor puro, un dios les
pague infinito.
Y a los que un día estuvieron a mi lado y
ahora están junto al creador, que los
tenga en su gloria.
v
AGRADECIMIENTOS
A la Gloriosa Universidad Central del Ecuador, alma máter de todas las universidades del
país, por abrirme sus puertas a lo largo de mi vida estudiantil.
A la Facultad de Ingeniería Química de la Universidad Central del Ecuador y a sus
docentes, por todas las enseñanzas impartidas, amistad y profesionalismo.
A la empresa pública Petroamazonas EP, en especial al Ing. Francisco Mejía, Jefe de
Refinación de la Refinería Lago Agrio del Bloque 56, quien, con su amistad y ayuda
desinteresada, hizo posible la realización de este trabajo.
A mi tutor y profesor, Ing. Diego Montesdeoca, por su orientación, tiempo y buen
ejemplo, me ayudó a culminar mi proyecto de titulación.
A mi Niki, por su compañía y apoyo a lo largo de esta travesía llamada tesis, gracias por
todo tu amor, tiempo y genialidad, sé que tú también lo lograrás. Te amo mucho.
A mis amigos de la universidad y de equipo, el glorioso “Atlético 69” con quienes
compartí muchos momentos inolvidables, gracias, por todo.
Y en fin a todos mis amigos de vida, barrio, salidas y de momentos, gracias por confiar
siempre en mí y alentarme a seguir en la lucha. Un dios les pague a todos.
vi
CONTENIDO
…………………………Pág.
DERECHOS DE AUTOR ................................................................................................ ii
APROBACIÓN DEL TUTOR ........................................................................................ iii
DEDICATORIA .............................................................................................................. iv
AGRADECIMIENTOS .................................................................................................... v
CONTENIDO .................................................................................................................. vi
LISTA DE TABLAS ....................................................................................................... xi
LISTA DE FIGURAS ................................................................................................... xiii
LISTA DE ANEXOS .................................................................................................... xiv
RESUMEN .................................................................................................................... xvi
ABSTRACT ................................................................................................................. xvii
INTRODUCCIÓN ............................................................................................................ 1
1. MARCO TEÓRICO. .......................................................................................... 3
1.1. El Petróleo. ......................................................................................................... 3
1.1.1. Algunas propiedades importantes para el petróleo y fracciones. ....................... 3
1.1.2. Fraccionamiento del petróleo. ............................................................................ 5
1.1.3. Diésel. ................................................................................................................. 5
1.1.4. Horno tubular de calentamiento. ........................................................................ 6
1.2. Transferencia de Calor. ...................................................................................... 7
1.2.1. Mecanismos de transporte de calor. ................................................................... 7
1.2.2. Factores que afectan la transferencia de calor. ................................................... 8
1.3. Intercambiadores de Calor. ................................................................................. 8
1.3.1. Esquema de clasificación de los intercambiadores de calor. .............................. 8
1.3.2. Criterios de selección. ...................................................................................... 10
1.3.3. Intercambiadores de carcasa y tubos. ............................................................... 11
1.3.4. Normas TEMA ................................................................................................. 12
1.3.5. Nomenclatura e identificación de intercambiadores de calor según las normas
TEMA. .............................................................................................................. 12
vii
1.3.6. Principales componentes de un intercambiador de carcasa y tubos. ................ 12
1.3.6.1. Carcasa: ............................................................................................................ 12
1.3.6.2. Conjunto de tubos:............................................................................................ 13
1.3.6.3. Cabezal frontal o fijo: ....................................................................................... 13
1.3.6.4. Cabezal trasero: ................................................................................................ 14
1.3.7. Tipos de Intercambiadores de carcasa y tubos. ................................................ 17
1.3.7.1. Intercambiador de láminas de tubos fijos (cabeceras traseras tipo L, M y N). 18
1.3.7.2. Intercambiadores de tubo en U. ........................................................................ 18
1.3.7.3. Intercambiador de cabecera flotante (cabezales traseros tipo P, S, T y W). .... 19
1.3.8. Selección del intercambiador. .......................................................................... 19
1.3.9. Elección del material de construcción. ............................................................. 20
1.4. Métodos para el diseño de intercambiadores de calor. ..................................... 21
1.4.1. Método de Kern. ............................................................................................... 21
1.4.2. Método de la diferencia media logarítmica de temperatura (DMLT). ............. 21
1.4.3. Método de la efectividad – NTU. ..................................................................... 22
1.4.4. Suposiciones en los métodos de diseño. ........................................................... 22
1.5. Simulador y simulación de procesos químicos. ............................................... 23
1.5.2. Paquete termodinámico. ................................................................................... 24
1.5.3. Caracterización de crudos en el simulador de procesos. .................................. 25
1.5.4. Simulador para equipos de transferencia térmica............................................. 26
1.5.5. Modos de cálculo para la simulación de intercambiadores térmicos. .............. 27
1.5.5.1. Cálculo simple. ................................................................................................. 28
1.5.5.2. Cálculo riguroso. .............................................................................................. 28
1.6. Descripción del procesamiento de petróleo en Refinería Lago Agrio de
Petroamazonas EP. ........................................................................................... 29
2. BASES Y CRITERIOS DE DISEÑO. ............................................................. 32
2.1. Sistema de unidades de medición. .................................................................... 32
2.2. Ubicación y condiciones del sitio ..................................................................... 33
2.2.1. Ubicación geográfica. ....................................................................................... 33
2.3. Condiciones meteorológicas............................................................................. 33
2.4. Capacidad de diseño ......................................................................................... 34
2.5. Caracterización de los fluidos, tipo de intercambiador y material de
construcción...................................................................................................... 34
viii
2.6. Códigos, Normas y Estándares aplicables. ....................................................... 39
2.7. Generalidades para el diseño del intercambiador de calor IC-CC/D. .............. 39
2.8. Programas de cálculo........................................................................................ 42
2.9. Simulación para el calentamiento de crudo. ..................................................... 42
2.9.1. Consideraciones generales. .............................................................................. 42
2.9.2. Caracterizaciones de crudo carga y diésel en el simulador. ............................. 43
2.9.3. Balance energético de los fluidos. .................................................................... 43
2.10. Resultados de la simulación para el calentamiento del crudo. ......................... 44
2.11. Elección de los métodos de diseño. .................................................................. 46
2.12. Criterios para el Diseño Térmico del Intercambiador. ..................................... 46
2.12.1. Hipótesis de mezclado transversal. .................................................................. 46
2.12.2. Factor de corrección del DMLT para otras disposiciones. ............................... 47
2.12.3. Consideraciones básicas en el diseño térmico de un intercambiador. .............. 49
2.12.3.1. Ubicación de los fluidos en el equipo. ............................................................. 49
2.12.3.2. Tipo de intercambiador. ................................................................................... 49
2.12.3.3. Diámetro, espesor, longitud, arreglo y separación de los tubos. ...................... 49
2.12.3.4. Tipo y separación de deflectores. ..................................................................... 51
2.12.4. Coeficiente de transferencia de calor en los tubos. .......................................... 51
2.12.5. Pérdida de carga en los tubos. .......................................................................... 52
2.12.6. Coeficiente de transferencia de calor y caída de presión del lado de la carcasa
por el método Kern. .......................................................................................... 53
2.12.6.1. Coeficiente de transferencia de calor en la carcasa. ......................................... 53
2.12.6.2. Pérdida de carga en la carcasa. ......................................................................... 55
2.12.7. Cálculo de la temperatura de la pared del tubo. ............................................... 56
2.12.8. Coeficiente global de transferencia de calor U. ............................................... 56
2.12.9. Área total de transferencia de calor. ................................................................. 57
3. CÁLCULOS Y RESULTADOS ...................................................................... 58
3.1. Cálculos por el método de Kern para el diseño térmico del intercambiador crudo
carga –diésel. .................................................................................................... 58
3.1.1. Cálculo del calor transferido. ........................................................................... 59
3.1.2. Cálculo de la diferencia media logarítmica de temperaturas. .......................... 59
3.1.3. Cálculo de la diferencia media de temperaturas corregida. .............................. 59
3.1.4. Cálculo del área de transferencia de calor requerido. ...................................... 60
ix
3.1.4.1. Cálculo del número de tubos. ........................................................................... 60
3.1.5. Estimación del coeficiente de transferencia de calor del lado del tubo. ........... 61
3.1.5.1. Cálculo de la velocidad másica de flujo. .......................................................... 61
3.1.5.2. Cálculo de la velocidad del fluido. ................................................................... 61
3.1.5.3. Cálculo del número de Reynolds...................................................................... 61
3.1.5.4. Cálculo del número de Prandtl. ........................................................................ 62
3.1.6. Estimación del coeficiente de transmisión de calor del lado de la carcasa. ..... 62
3.1.6.1. Cálculo del área de flujo. .................................................................................. 62
3.1.6.2. Cálculo de la velocidad másica de flujo. .......................................................... 62
3.1.6.3. Cálculo de la velocidad del fluido. ................................................................... 63
3.1.6.4. Cálculo del diámetro equivalente para la carcasa. ........................................... 63
3.1.6.5. Cálculo del número de Reynolds...................................................................... 63
3.1.6.6. Cálculo del número de Prandtl. ........................................................................ 63
3.1.7. Cálculo de la temperatura de la pared del tubo. ............................................... 64
3.1.8. Corrección de los coeficientes de transferencia de calor. ................................ 65
3.1.8.1. Corrección del coeficiente de calor por el lado de los tubos. ........................... 65
3.1.8.2. Corrección del coeficiente de calor por el lado de la carcasa. ......................... 65
3.1.9. Cálculo de las caídas de presión. ...................................................................... 65
3.1.9.1. Cálculo de la caída de presión en los tubos. ..................................................... 65
3.1.9.2. Cálculo de la caída de presión en la carcasa. ................................................... 65
3.1.10. Cálculo del coeficiente total de transferencia de calor. .................................... 66
3.1.11. Cálculo del área total de transferencia de calor. ............................................... 66
3.2. Resultados del diseño térmico del intercambiador crudo carga –diésel con el
Método Kern para tres configuraciones. .......................................................... 67
3.3. Aceptación del diseño térmico. ........................................................................ 68
3.4. Cálculo estimado del ahorro de combustible en el horno. ............................... 69
3.4.1. Cálculo del flujo de calor transferido por la corriente de crudo reducido. ....... 70
3.4.2. Cálculo de la temperatura de entrada del crudo carga al horno. ...................... 70
3.4.3. Cálculo del consumo de combustible en el horno. ........................................... 71
3.4.3.1. Cálculo del consumo de combustible en el horno con la nueva condición
(implementación del IC-CC/D). ....................................................................... 72
3.4.3.2. Cálculo del consumo de combustible en el horno con la condición actual. ..... 72
3.4.4. Ahorro aproximado del consumo de combustible en el horno. ........................ 74
x
3.5. Simulaciones para el diseño térmico propuesto del intercambiador de calor de
carcasa y tubos IC-CC/D. ................................................................................. 74
3.5.1. Consideraciones generales. .............................................................................. 74
3.5.2. Restricciones. ................................................................................................... 75
3.5.3. Resultados de las simulaciones para el diseño térmico de intercambiadores de
calor de carcasa y tubos. ................................................................................... 76
3.5.4. Comparación del costo estimado del equipo con otro trabajo. ......................... 77
4. DISCUSIÓN ..................................................................................................... 78
5. CONCLUSIONES............................................................................................ 83
6. RECOMENDACIONES .................................................................................. 85
CITAS BIBLIOGRÁFICAS .......................................................................................... 87
BIBLIOGRAFÍA ............................................................................................................ 92
ANEXOS ........................................................................................................................ 95
xi
LISTA DE TABLAS
Tabla 1. Esquema de clasificación de los intercambiadores de calor. .............................. 9
Tabla 2. Rango de aplicación de los intercambiadores de calor para servicios de refinería.
........................................................................................................................ 10
Tabla 3. Tipos de cabezales frontales TEMA................................................................ 14
Tabla 4. Tipos de cabezales traseros TEMA. ................................................................ 15
Tabla 5. Combinaciones comunes para una carcasa de tipo TEMA E. .......................... 17
Tabla 6. Unidades del diseño. ......................................................................................... 32
Tabla 7. Condiciones climáticas de Nueva Loja (“Reporte de clima en Nueva Loja-
Ecuador”, 2019) ............................................................................................. 33
Tabla 8. Reporte de datos de operación de la refinería Lago Agrio -2018..................... 35
Tabla 9. Reporte de datos de operación de la refinería Lago Agrio –Primer semestre 2019.
........................................................................................................................ 35
Tabla 10. Flujos de carga y producción de Refinería Lago Agrio-2018. ....................... 36
Tabla 11. Flujos de carga y producción de Refinería Lago Agrio-Semestre 2019. ....... 36
Tabla 12. Consumo de gasolina en el horno del Año 2018 ............................................ 37
Tabla 13. Consumo de Gasolina en el horno, primer semestre de 2019 ........................ 37
Tabla 14. Propiedades promedio de los ensayos para crudo carga. ............................... 37
Tabla 15. Curva TBP del crudo carga, T=f(%V). .......................................................... 38
Tabla 16. Propiedades promedio de los ensayos para diésel. ......................................... 38
Tabla 17. Conductividad térmica del acero al carbono. ................................................. 39
Tabla 18. Normas TEMA, ASME y API........................................................................ 39
Tabla 19. Caída de presión permisible en función de la longitud. ................................. 41
Tabla 20. Datos de proceso para el intercambiador IC-CC/D. ....................................... 45
Tabla 21. Temperatura media de los fluidos del intercambiador IC-CC/D. ................... 45
Tabla 22. Propiedades a las temperaturas medias de los fluidos del intercambiador IC-
CC/D. ............................................................................................................. 45
Tabla 23. Restricciones geométricas para el diseño térmico del intercambiador IC-CC/D
........................................................................................................................................ 58
xii
Tabla 24. Viscosidades y conductividad térmica del material del tubo a la temperatura de
la pared. .......................................................................................................... 64
Tabla 25. Resultados de los diseños térmicos propuestos del intercambiador IC-CC/D por
el Método Kern. ............................................................................................. 67
Tabla 26. Aspectos de diseño Tipo TEMA para aceptación de las configuraciones
propuestas. ..................................................................................................... 68
Tabla 27. Datos de proceso y propiedades promedio para el intercambiador IC-CC/CR.
........................................................................................................................................ 69
Tabla 28. Propiedades promedio de los ensayos para crudo reducido ........................... 70
Tabla 29. Datos de proceso, propiedades térmicas medias y fisicoquímicas para fluidos
en el horno. ..................................................................................................... 71
Tabla 30. Resultados del consumo aproximado de combustible en el horno y su diferencia.
........................................................................................................................ 73
Tabla 31. Resultados del diseño térmico propuesto del intercambiador IC-CC/D en el
simulador especializado. ................................................................................ 76
xiii
LISTA DE FIGURAS
Figura 1. Unidad de destilación atmosférica. ................................................................... 5
Figura 2. Horno tubular. ................................................................................................... 6
Figura 3. Transferencia de calor por conducción, convección y radiación. ..................... 7
Figura 4. Intercambiador de calor de coraza y tubos con difusores segmentados: de dos
pasos por los tubos y un paso por la coraza. ................................................................... 11
Figura 5. Tipos de carcasas TEMA. ............................................................................... 13
Figura 6. Elementos mecánicos de un intercambiador de carcasa y tubos. .................... 17
Figura 7. Ambiente de simulación adaptado de Aspen HYSYS. ................................... 24
Figura 8. Herramienta Oil Manager adaptado de Aspen HYSYS. ................................. 26
Figura 9. Ambiente de simulación adaptado de Aspen EDR. ........................................ 27
Figura 10. Refinería Lago Agrio, Bloque 56-Petroamazonas EP. ................................. 29
Figura 11. Torre atmosférica de fraccionamiento. ......................................................... 30
Figura 12. Intercambiador de calor crudo carga/crudo ceducido. .................................. 31
Figura 13. Ubicación Geográfica de Refinería Lago Agrio, Bloque 56, Petroamazonas
EP. ................................................................................................................ 33
Figura 14. Disposición en contraflujo hacia el fluido del lado de la carcasa. ................ 41
Figura 15. Herramienta Output Blend adaptado de Aspen HYSYS. ............................. 43
Figura 16. Interfaz del intercambiador de calor adaptado de Aspen HYSYS. ............... 44
Figura 17. Flujo en paralelo y Flujo en contracorriente. ................................................ 47
Figura 18. Diferentes arreglos de tubos. ......................................................................... 50
xiv
LISTA DE ANEXOS
ANEXO A. Esquema de selección para la elección del tipo de intercambiador de carcasa
y tubos correcta. ........................................................................................... 96
ANEXO B. Consideraciones de seguridad para intercambiadores tubulares. ................ 97
ANEXO C. Diagrama de flujo para la selección del paquete termodinámico adecuado.
........................................................................................................................................ 98
ANEXO D. Diagrama de flujo del sistema de intercambio térmico de Refinería Lago
Agrio con el intercambiador IC-CC/D en proceso. ..................................... 99
ANEXO E. Resistencias de ensuciamiento de TEMA para corrientes de refinería de
petróleo en intercambiadores de carcasa y tubos, (m2°C/kW). ................. 100
ANEXO F. Reportes de resultados del precalentamiento para las corrientes caliente y fría,
determinadas en la simulación. .................................................................. 101
ANEXO G. Estructura lógica para el proceso de diseño del intercambiador de calor. 102
ANEXO H. Dimensiones de tubos según el estándar BWG. ....................................... 103
ANEXO I. Dimensiones de tubos según la disposición Pitch. ..................................... 104
ANEXO J. Algoritmo de cálculo utilizado en el diseño térmico del intercambiador IC-
CC/D. ......................................................................................................... 105
ANEXO K. Valores de coeficientes globales e individuales típicos para diferentes
sistemas de fluidos. .................................................................................... 106
ANEXO L. Tablas para el conteo de tubos en cabezales tipo TEMA (paso cuadrangular).
...................................................................................................................................... 107
ANEXO M. Tablas para el conteo de tubos en cabezales tipo TEMA (paso triangular).
...................................................................................................................................... 108
ANEXO N. Comparaciones entre distintos intercambiadores del tipo carcasa y tubos con
relevancia en el factor limpieza. ................................................................ 109
ANEXO O. Reportes de resultados del calentamiento para las corrientes caliente y fría,
determinadas en la simulación. .................................................................. 110
ANEXO P. Condiciones que deben cumplirse bajo las normas TEMA aplicables al diseño
térmico. ...................................................................................................... 111
ANEXO Q. Diagrama del intercambiador IC-CC/D en el ambiente de simulación. .. 112
xv
ANEXO R. Resultados del modo Diseño en la simulación para el intercambiador IC-
CC/D. ......................................................................................................... 113
ANEXO S. Hoja de especificaciones TEMA para el intercambiador IC-CC/D. ......... 114
ANEXO T. Resumen general del modo verificación para el intercambiador IC-CC/D.
................................................................................................................... 115
ANEXO U. Vista lateral: Plano de dibujo del Intercambiador IC-CC/D del Tipo TEMA
AES: 336.6 x 4880 mm (90° □). ................................................................ 116
ANEXO V. Vista frontal interna: Plano de dibujo del Intercambiador IC-CC/D del Tipo
TEMA AES: 336.6 x 4880 mm (90° □). ................................................... 117
xvi
TÍTULO: Diseño térmico de un intercambiador de calor Crudo Carga/Diésel para la
Refinería Lago Agrio, Bloque 56 de Petroamazonas EP.
Autor: Cristian Uriel Apunte Arico
Tutor: Diego Eduardo Montesdeoca Espín
RESUMEN
Se realizó el diseño térmico de un intercambiador de calor “crudo carga/diésel” para la
Refinería Lago Agrio del Bloque 56 de Petroamazonas EP. Con las condiciones de
proceso dispuestas en planta, se utilizó un software comercial para caracterizar las
corrientes hidrocarburíferas, evaluar el desempeño térmico del intercambiador y
determinar las propiedades tanto fisicoquímicas como térmicas promedio, que se
utilizaron en el diseño como punto de partida. Posteriormente, se establecieron los
criterios para el arreglo de flujos y las especificaciones geométricas del equipo (Normas
TEMA), con el fin de utilizarlos en el cálculo. Mediante este análisis, se obtuvieron los
resultados del diseño térmico del intercambiador IC-CC/D, los mismos que se ingresaron
en un simulador especializado para afinar el modelo térmico y optimizar su
dimensionamiento. El modelo térmico que se ha desarrollado, es un estudio de ingeniería
básica que genera una propuesta de diseño con recuperación de energía residual en el
proceso de refinación, proveniente de la corriente caliente del diésel de producción y que
será aprovechada en el precalentamiento de la corriente de operación (crudo carga),
mediante el uso de un intercambiador de calor de carcasa y tubos del tipo TEMA de
configuración AES: 336.6 x 4880 mm.
PALABRAS CLAVE: DISEÑO TÉRMICO / INTERCAMBIADOR DE CALOR DE
TUBOS Y CARCASA / NORMAS TEMA / PETROAMAZONAS EP /
xvii
TITLE: Thermal design of a Crude Oil/Diesel heat exchanger for Lago Agrio Refinery,
Block 56 of Petroamazonas EP.
Author: Cristian Uriel Apunte Arico
Tutor: Diego Eduardo Montesdeoca Espín
ABSTRACT
The thermal design of a "crude oil/diesel" heat exchanger was carried out for the Lago
Agrio Refinery in Block 56 of Petroamazonas EP. Through the process conditions
arranged in the plant, commercial software was used to characterize the hydrocarbon
currents, evaluate the thermal performance of the exchanger and determine the average
physicochemical and thermal properties, which were used in the design as a starting point.
Subsequently, the criteria for flow arrangement and the geometrical specifications of the
equipment (TEMA Standards) were established to be used in the calculation. Through
this analysis, the results of the thermal design of the IC-CC/D exchanger were obtained,
which were entered into a specialized simulator to refine the thermal model and optimize
its dimensioning. The thermal model that has been developed is a basic engineering study
that generates a design proposal with recovery of residual energy in the refining process,
from the hot current of the production diesel and that will be used in the pre-heating of
the operating current (crude oil), through the use of a shell and tube heat exchanger type
TEMA AES configuration: 336.6 x 4880 mm.
KEYWORDS: / THERMAL DESIGN / SHELL AND TUBES HEAT EXCHANGER /
TEMA STANDARDS / PETROAMAZONAS EP /
1
INTRODUCCIÓN
El creciente costo de la energía en los últimos años ha dado lugar a una mayor atención a la
conservación y la gestión eficiente de la energía.
En la industria petrolera, la transferencia de energía forma parte esencial en los procesos de
producción, refinación, transporte de crudo y derivados. Debido a la importante cantidad de
productos hidrocarburíferos procesados, es primordial contar con equipos de intercambio
térmico que tienen la finalidad de intercambiar calor entre dos corrientes de un proceso.
En las plantas petroquímicas y refinerías de petróleo, los intercambiadores de calor de
carcasa y tubos como los de doble tubo encuentran su aplicación en el precalentamiento de
los fluidos, con un dominio de los intercambiadores del tipo carcasa y tubos debido a su
robusta construcción geométrica, fácil mantenimiento y posibles innovaciones.
Petroamazonas EP es una empresa pública ecuatoriana, que se encuentra ubicada en el
Oriente del Ecuador y realiza actividades de exploración, extracción y refinación de
hidrocarburos, desde el año 2007. La Refinería Lago Agrio, del Bloque 56, ubicada en el
cantón Nueva Loja, Provincia de Sucumbíos cuenta con una unidad de destilación
atmosférica, donde se procesan 1000 barriles de petróleo por día (BPD). En su
fraccionamiento se obtienen cuatro corrientes las cuales son: gasolina base, jet fuel, diésel y
crudo reducido, como productos derivados. La corriente líquida del diésel de producción que
sale de su despojador tiene una temperatura aproximada de 198 °C, por lo tanto, dispone de
calor sensible que podría recuperarse en otra operación con transferencia de este calor y
reutilizarlo en el proceso de refinación.
La energía residual desperdiciada en este tipo de proceso (aeroenfriamiento) es un recurso
que podría mejorar la eficiencia de la instalación; en consecuencia, se genera la necesidad
de realizar el diseño térmico de un intercambiador “crudo carga/diésel” para aprovechar el
calor producto del enfriamiento de diésel haciendo uso de un intercambiador de carcasa y
tubos. El calor recuperado se utilizará en un primer calentamiento del crudo carga para su
posterior proceso de separación y obtención de derivados.
2
La futura implementación de este trabajo, permitirá disminuir el volumen consumido de
gasolina en el horno de calentamiento y por ende a un ahorro de este combustible, que se
reflejaría en el costo final por galón de derivado producido en la planta. Lo cual contribuirá
de forma positiva en la eficiencia energética del proceso.
En la Facultad de Ingeniería Química de la Universidad Central del Ecuador, se han realizado
trabajos referidos a diseño y simulación de intercambiadores de calor, citándose los
siguientes: “Diseño térmico de intercambiadores de calor para crudos a manejar en una
central de bombeo”, Montesdeoca Diego – Apunte Moisés (2015) y “Diseño de
intercambiadores de calor utilizando el lenguaje de programación Java”, Montesdeoca Diego
- Arcentales Ramiro (2015).
De la revisión realizada en el repositorio nacional referente a trabajos de titulación, no
existen estudios para el diseño térmico de un intercambiador “crudo carga/diésel”, utilizando
uno del tipo coraza y tubos para precalentamiento de crudo; por lo tanto, hubo el interés de
un trabajo de titulación con este enfoque en la empresa pública Petroamazonas EP.
Con referencia a estudios similares realizados en diseño térmico de intercambiadores de
carcasa y tubos, se mencionan los siguientes trabajos:
Intriago (2015) en su trabajo de titulación "Diseño térmico y mecánico de un intercambiador
de calor para fuel oil bajo las normas TEMA” da a conocer las restricciones de proceso, el
diseño, las condiciones técnicas y económicas de un intercambiador de carcasa y tubos del
tipo TEMA AEM, con un área de transferencia de calor de 63.1 m2 y 212 tubos para el
sistema Fuel Oil/Vapor Saturado, con el propósito de disminuir la viscosidad de este
hidrocarburo. El costo del equipo seria de 19700 dólares aproximadamente, siendo 30%
menor al costo de un equipo que se fabrica en el exterior.
Delgado (2014) con "Diseño de un intercambiador de calor de tubos y coraza para fluidos
líquido- líquido", plantea una metodología adecuada para el cálculo de las variables del
diseño térmico de un intercambiador de coraza y tubos (1-6 pasos) con el propósito de
precalentar una corriente de aceite crudo de 18.73 kg/s en las condiciones de 34 ºAPI desde
76.7 ºC hasta 140.6 ºC, con gasoil a 276.7 ºC y temperatura de retorno de 148.9 ºC, a fin de
cuantificar el flujo de la corriente de servicio que se necesita en el proceso, utilizando
Microsoft Excel como hoja de cálculo.
3
1. MARCO TEÓRICO.
1.1. El Petróleo.
El petróleo crudo es una mezcla altamente compleja que contiene grandes cantidades de
especies químicas, principalmente de hidrocarburos.
Cuando el petróleo se produce en un depósito que permite que el material crudo se recupere
mediante operaciones de bombeo como un líquido de color oscuro a claro que fluye
libremente, a menudo se lo conoce como petróleo convencional. [1]
1.1.1. Algunas propiedades importantes para el petróleo y fracciones.
Los componentes del petróleo varían ampliamente en volatilidad, gravedad específica,
viscosidad y en color desde líquidos casi incoloros hasta negros.
Se han ideado métodos para correlacionar las propiedades físicas de estas mezclas en
términos de parámetros fácilmente medibles. Esta información generalmente se suministra
en forma de dos parámetros comúnmente utilizados en las correlaciones de petróleo; la
gravedad API y el factor de caracterización de Watson (también llamado factor de
caracterización UOP). [2]
Se expresa la gravedad API como la relación desarrollada por el American Petroleum
Institute:
°API =141.5
ρr− 131.5 (1)
Donde ρr es la gravedad específica del hidrocarburo a 15.6 °C con referencia al agua a la
misma temperatura.
Un rango de 10 a 70 es típico de muchos líquidos de petróleo, teniendo en cuenta que una
gravedad específica de 1.0 corresponde a 10 API. Los fluidos que son más densos que el
agua tienen menor gravedad API, mientras que un valor superior a 10 API indica que el
hidrocarburo líquido es menos denso que el agua. [3]
El factor de caracterización de Watson (o UOP), KUOP, se define como:
KUOP =TB
1/3
ρr (2)
4
Donde:
TB = punto de ebullición normal promedio (°R)
ρr= gravedad específica del líquido a 60 °F
Los valores de KUOP generalmente caen en el rango de 10 a 13. Los valores entre 10 y 12.5
indican un mayor contenido de aromáticos en la mezcla de hidrocarburos, mientras que los
valores en el rango de 12.5 a 13 presentan un alto contenido de parafinas. [4]
En el ámbito de la simulación de procesos, las propiedades físicas también se pueden estimar
con solo dos datos a saber; la densidad estándar y la temperatura media ponderada de
ebullición, calculada a partir de las curvas de destilación ASTM o TBP. La temperatura
media ponderada (TMP) se define a partir de la temperatura a la que destila el 10, 20, 50, 80
o 90% del producto estudiado. [5]
En la fórmula del cálculo del KUOP, se sustituirá a la temperatura normal promedio por la
TMP.
Para un crudo, a partir de su curva de destilación TBP, la temperatura media ponderada
(en volumen) es:
TMP =T20 + T50 + T80
3 (3)
Para una fracción del petróleo, a partir de su curva de destilación ASTM, la temperatura
media ponderada (en volumen) es:
TMP =T10 + 2T50 + T90
4 (4)
La viscosidad es la propiedad de oposición que tiene un fluido a las deformaciones
tangenciales que se provocan por efecto de la resistencia interna, cuando se genera un flujo.
En petróleos y productos derivados, la viscosidad disminuye por aumento de sus grados API
e incremento en su temperatura o viceversa.
La viscosidad correspondiente a crudos convencionales (medianos y livianos) varían desde
menos de 10 cP (0.01 Pa.s) a temperatura ambiente hasta muchos miles de centipoises a la
misma temperatura (pesados y extra pesados). [6]
5
1.1.2. Fraccionamiento del petróleo.
El petróleo crudo debe convertirse en productos de acuerdo con la demanda de cada uno, así,
los procesos de refinería y los productos fabricados deben seleccionarse para proporcionar
una operación equilibrada. [7]
Figura 1. Unidad de destilación atmosférica.
En los procesos modernos de refinería, el fraccionamiento básico del crudo es realizado en
una unidad de destilación atmosférica, que separa el petróleo en fracciones de diferente
volatilidad, tales como: nafta ligera y pesada (gasolina), queroseno (jet fuel) y gasóleos
ligeros y pesados (diésel). El componente mayoritario de fondo que no se separa toma el
nombre de crudo reducido.
1.1.3. Diésel.
El fuel oil, gasóleo o simplemente diésel es un combustible derivado del petróleo que se
obtiene de su fraccionamiento y que destila entre 180 °C y 380 °C (356 °F y 716 ° F).
El diésel se vaporiza y condensa durante un proceso de destilación, por lo tanto, tiene un
rango de separación que no contiene componentes de alto punto de ebullición.
La norma ASTM D975 caracteriza los combustibles diésel en grados No. 1-D y 2-D, siendo
los tipos más comúnmente utilizados en motores, ferrocarriles y también como aceites de
calefacción. [8]
6
1.1.4. Horno tubular de calentamiento.
Los hornos de tubos se utilizan en las plantas petrolíferas y petroquímicas para elevar la
temperatura de un gas o líquido de hidrocarburo y cumplir requerimientos específicos como;
la destilación de crudo (atmosférica y al vacío), el precalentamiento y recalentamiento de las
reservas de petróleo, donde el calentamiento se realiza únicamente con fines de
vaporización.
Se trata de hornos de baja temperatura (en comparación con los hornos utilizados en plantas
metalúrgicas, cerámicas o cementeras), en los que la potencia calorífica de los quemadores
varía de 0,5 a 100 millones de kcal/h y la temperatura llega hasta los 1200°C. Se puede
permitir una presión tan alta como 10 MPa (100 atm, aproximadamente). El horno típico de
tubos fijos se muestra en la figura 2. [9]
Figura 2. Horno tubular.
Estos hornos suelen estar alojados en una carcasa de acero refractario cilíndrica o
rectangular, apoyada en una estructura de acero sobre el suelo. El calentador tiene una
sección radiante y una sección de convección. La alimentación a través de los tubos de la
sección radiante recibe el calor de las chimeneas del combustible quemado de los
quemadores. En la sección de convección, la alimentación que entra en el horno recupera el
calor de los gases de combustión calientes que salen de la sección radiante.
7
Los hornos cilíndricos verticales se construyen con una sección de convección en la parte
superior y una gran sección radiante en la parte inferior. Los quemadores se colocan en la
parte inferior de las secciones transversales del horno. [10]
1.2. Transferencia de Calor.
La ciencia de la transferencia de calor busca predecir la transferencia de energía que puede
tener lugar entre cuerpos materiales como resultado de una diferencia de temperatura y la
velocidad a la que se realizará el intercambio bajo ciertas condiciones específicas. La
termodinámica establece que esta transferencia de energía se define como intercambio de
calor. [11]
1.2.1. Mecanismos de transporte de calor.
Conducción.
La conducción se produce cuando el calor se transporta a través de sólidos, líquidos y gases,
y se verifica mediante la transferencia de energía cinética promedio por interacción entre las
partículas/moléculas más energizadas con las de menos energía.
Convección.
La convección ocurre en la superficie de un objeto con fluido en movimiento. Este
mecanismo tiene lugar gracias a la variación de la densidad del fluido con lo cual se genera
un movimiento, por lo que, no solo implica calor sino también el flujo del fluido.
Radiación.
El mecanismo en este caso es la radiación electromagnética que se propaga a través de un
medio transparente (aire) o incluso en el vacío y tiene interés solo en la exposición de altas
temperaturas. [12]
Figura 3. Transferencia de calor por conducción, convección y radiación. [13]
8
1.2.2. Factores que afectan la transferencia de calor.
Se sabe que el transporte de calor se da naturalmente entre un material de mayor temperatura
hacia uno de menor temperatura, interpretados en los mecanismos anteriormente expuestos,
pero existen factores que involucran cambios en las condiciones de transferencia.
La dirección de los flujos: La dirección de los flujos de los líquidos que intercambian
calor afecta a la velocidad de transferencia de calor. En el diseño de intercambiadores,
el flujo en contracorriente es el preferido debido al hecho de que el medio más frío puede
ser elevado a más alta temperatura y que, en general, se necesita un área menor para la
misma transferencia de calor. El flujo en contracorriente ocurre cuando los fluidos
caliente y frío a través del intercambiador circulan en direcciones contrarias, mientras
que, en el flujo en paralelo, las corrientes de los fluidos caliente y frío llevan la misma
dirección.
Diferencia de temperatura: Cuanto mayor es la diferencia de temperatura entre las dos
sustancias, mayor es la fuerza que causa la transferencia de calor.
Conductividad térmica: Toda substancia tiene una conductividad térmica definida que
afecta a la cantidad de calor que se transfiere. Los metales son buenos conductores.
Área: Cuanto mayor es el área más calor puede ser transferido, siempre que los demás
parámetros no sean afectados. [14]
Los factores antes mencionados son importantes a nivel de intercambiadores, con
participación de la estructura sólida y los flujos de fluidos que intervienen en el proceso de
transmisión de energía.
1.3. Intercambiadores de Calor.
El proceso de intercambio de calor entre fluidos que están a diferentes temperaturas y
separado por una pared sólida ocurre en muchas aplicaciones de ingeniería. El dispositivo
utilizado para implementar este proceso se denomina intercambiador de calor, y se pueden
encontrar aplicaciones específicas en producción de energía, recuperación de calor residual,
procesamiento químico entre otras. [15]
1.3.1. Esquema de clasificación de los intercambiadores de calor.
Los intercambiadores de calor generalmente se clasifican de acuerdo con la disposición del
flujo y el tipo de construcción, pero con la gran variedad de aplicaciones y configuraciones
estructurales posibles de intercambiadores de calor, es importante proporcionar un esquema
9
de clasificación para simplificar su proceso de selección. [16] Quizá los siguientes
representan los criterios más sencillos que se pueden adoptar. [17]
Tabla 1. Esquema de clasificación de los intercambiadores de calor.
TIPO DE
INTERCAMBIADOR
DE CALOR
Recuperador
El calor se recupera desde una corriente
caliente gaseosa o líquida, a una corriente
fría. Las dos corrientes de fluido circulan
de manera simultánea, posiblemente en
una variedad de configuraciones de flujo, a
través del intercambiador de calor.
Regenerador
Los fluidos caliente y frío fluyen
alternadamente a través del
intercambiador, lo que esencialmente actúa
como una unidad de almacenamiento y
disipación de energía transitoria.
TIPO DE PROCESO
DE INTERCAMBIO
DE CALOR ENTRE
LOS FLUIDOS
Contacto
Indirecto
Los fluidos caliente y frío están separados
por un material sólido, que en general suele
ser de geometría tubular o de placa.
Contacto
directo
Los dos fluidos caliente y frío fluyen en el
mismo espacio sin una pared divisora.
FASE
TERMODINÁMICA
O ESTADO DE LOS
FLUIDOS
Una Fase Este criterio se refiere al estado de la fase
de los fluidos caliente y frío y las tres
categorías se refieren a casos en los que los
dos fluidos mantienen un flujo de una fase
y uno de los dos fluidos experimenta
evaporación o condensación del flujo.
Evaporación o
Ebullición
Condensación
TIPO DE
CONSTRUCCIÓN O
GEOMETRÍA
Tubular Un ejemplo común de cada una de las
categorías, respectivamente, es el
intercambiador de calor de coraza y tubos
y el intercambiador de placas y marco. Placa
Superficie
extendida o con
aletas
Podría tener una geometría tubular (tubo-
aletas) o con placas (placas-aletas). Con
frecuencia se le refiere como
intercambiador de calor compacto.
10
1.3.2. Criterios de selección.
La naturaleza de los fluidos y los rangos característicos de los parámetros de operación de
los intercambiadores, se analizan para realizar una selección adecuada del equipo de
transferencia a implementar. El orden y criterio de revisión de los parámetros serán los
siguientes:
a. Naturaleza de los fluidos. El criterio de partida para la elección del tipo de
intercambiador es el estado de los fluidos porque hay intercambiadores que solo trabajan
con líquidos y otros cuyo diseño está basado en el comportamiento de los gases.
b. Presión Máxima. La mayor parte de intercambiadores trabajan a bajas presiones, por lo
que este criterio no suele aplicarse, sin embargo, es el criterio más importante cuando se
opera un proceso a altas presiones.
c. Rango de temperaturas. Este criterio suele ser el más excluyente para la elección de un
tipo u otro de intercambiador.
d. Limitación de tamaño. Puede ser de suma importancia para requerimientos y casos de
extrema limitación de espacio. [18]
La tabla 3 nos presenta el rango de aplicación que tienen los intercambiadores, según el tipo
y especificación, en mención a lo expuesto con anterioridad. [19]
Tabla 2. Rango de aplicación de los intercambiadores de calor para servicios en
refinerías petrolíferas.
Tipo
Naturaleza
de los
fluidos
Máxima
presión
Rango de
temperatura Tamaño
Características
especiales
Carcasa y
Tubos
Líquido-
líquido,
líquido-gas,
gas-gas
30.7 MPa -200°C hasta
600°C
10 hasta
1000 m2
(una sola
carcasa)
Muy adaptable y
flexible, puede ser
usado para casi
todas las
aplicaciones
Tubos
Concéntricos
(lisos y
aleteados)
Líquido-
líquido,
líquido-gas,
gas-gas
30.7 MPa en
el tubo
exterior y
140 MPa en
el interior
-100°C hasta
600°C
0.25 hasta
200 m2 -
Compactos de
tubos y aletas
Gas – gas,
líquido-gas
30.7 MPa en
los tubos 600 °C
1 a 200
m2
Las diferencias de
presión deben ser
menores de 3 MPa
para el peligro de
fugas.
11
El intercambiador de carcasa y tubos es por lejos, el tipo más común de equipo de
transferencia de calor utilizado en la industria de procesos químicos y en refinerías, que se
muestra en la figura 3 como un ejemplo de sus tantas configuraciones. [20] [21]
Desde el aspecto termo-hidráulico en equipos de transferencia térmica, el intercambiador
óptimo es aquel que aprovechando al máximo las caídas de presión admisibles, cumple con
los requerimientos de transmisión de calor en la menor área posible; en teoría, tendría un
factor de sobre diseño igual a cero. [22]
Figura 4. Intercambiador de calor de coraza y tubos con difusores segmentados: de dos
pasos por los tubos y un paso por la coraza.
1.3.3. Intercambiadores de carcasa y tubos.
Los intercambiadores de calor de carcasa y tubos son uno de los tipos más populares de
intercambiadores debido a la flexibilidad que tiene el diseñador para permitir una amplia
gama de presiones y temperaturas.
Las ventajas de este tipo son:
La configuración proporciona una gran área de superficie en un pequeño volumen.
Buena disposición mecánica para operaciones a presión.
Utiliza técnicas de fabricación bien establecidas.
Se puede construir a partir de una amplia gama de materiales.
Fácil de limpiar.
Procedimientos de diseño bien fundamentados. [23]
Existen dos categorías principales de intercambiadores de carcasa y tubos:
12
Aquellos que se utilizan en la industria petroquímica que tienden a estar cubiertos por las
normas de TEMA (Tubular Exchangers Manufactures Association), y los que se utilizan en
la industria de la energía, como los calentadores de agua de alimentación y los condensadores
de las centrales eléctricas. En este estudio se hará referencia a la categoría que trabaja con
hidrocarburos.
1.3.4. Normas TEMA
La asociación de fabricantes de intercambiadores tubulares, cuyas siglas en inglés son
TEMA, define el estilo del intercambiador de calor y las tolerancias de mecanizado y
montaje. Una de las ventajas de seleccionar un fabricante de carcasas y tubos que se basa en
las especificaciones de TEMA, es que el usuario final tiene la seguridad de que recibirá e
instalará un equipo que se construye de acuerdo a sus especificaciones de proceso y rigurosos
criterios de diseño.
Para condiciones severas de trabajo, TEMA especifica generalmente la clase R para el
procesamiento del petróleo y otras aplicaciones asociadas a la misma. Los intercambiadores
pertenecientes a esta clase están diseñados buscando el máximo de confiabilidad y
durabilidad para hacer frente a las demandas térmicas, mecánicas, operativas, de instalación
y mantenimiento del proceso. La implementación de estas normas en diseño y construcción
de intercambiadores, no es de ningún modo obligatoria. [24]
1.3.5. Nomenclatura e identificación de intercambiadores de calor según las normas
TEMA.
La nomenclatura que TEMA designa a este tipo de intercambiadores surge de la
combinación de los elementos en el orden: tipo de cabezal de distribución o entrada, el tipo
de carcasa y el tipo de cabezal de retorno. El tamaño se indica por el diámetro interior de la
coraza y la longitud recta de los tubos de transferencia, en milímetros. [25]
Ejemplo: IC del tipo TEMA de configuración AES: 800 x 4880 mm.
1.3.6. Principales componentes de un intercambiador de carcasa y tubos.
Las normas TEMA definen y clasifican los tipos de intercambiadores, así como su
nomenclatura en función de sus principales elementos:
1.3.6.1. Carcasa: su cuerpo es construido en una sola pieza sin costura o con placa rolada
que contiene en su interior el haz de tubos. Existen siete tipos de carcasa: E, F, G,
H, J, K y X. [26]
13
Figura 5. Tipos de carcasas TEMA.
El tipo de carcasa utilizado para aplicaciones sin cambio de fase y para fluidos como
aceites, hidrocarburos, gases de combustión y refrigerantes, es la coraza TEMA E.
[27]
1.3.6.2. Conjunto de tubos: se compone de los tubos, láminas de tubos, deflectores y
varillas de unión, etc., para mantener el conjunto unido.
Los estándares TEMA definen la longitud, diámetro externo y espesor que varía por
cada diámetro según el calibrador Birmingham, conocido como BWG del tubo.
Para tubos de acero al carbono, el espesor de pared es 14 BWG. [28]
1.3.6.3. Cabezal frontal o fijo: aquí es donde el fluido ingresa al lado del tubo del
intercambiador. A veces se le conoce como el encabezado estacionario, de los
cuales existen cinco tipos: A, B, C, N y D. [29]
14
Tabla 3. Tipos de cabezales frontales TEMA.
Cabezal Figuras y Aplicaciones
A
Es el más común entre los
cabezales fijos y se emplea con
placa de tubos fija, tubos en U y
banco de tubos removible.
B
Se emplea con placa de tubos fija,
tubos en U, banco de tubos
removible y carcaza de tubos
removible.
C
Se emplea en bancos de tubos
removible y en diseños de placa
de tubos fijas.
D
Se emplea especialmente a altas
presiones (presiones de diseño del
lado de los tubos > 1000 psi).
1.3.6.4. Cabezal trasero: aquí es donde el líquido del lado del tubo sale del intercambiador
o donde se devuelve al encabezado delantero en intercambiadores con múltiples
pasadas. Existen ocho tipos: L, M, N, P, S, T, U y W. [30]
15
Tabla 4. Tipos de cabezales traseros TEMA.
Cabezal Aplicaciones
L
Se emplea en intercambiadores
con placa de tubos fija, cuando se
requiere de limpieza mecánica en
el lado de los tubos.
M
Se emplea en intercambiadores
con placa de tubos fija, para
servicios a altas presiones.
N
Se emplea en intercambiadores
con placa de tubos fija.
P
Comúnmente se le denomina
cabezal flotante empacado
externamente. Permite expansión
y se puede diseñar para cualquier
número de pasos. Los dos fluidos
no se mezclan en caso de
presentarse fugas en las
empacaduras. Es un diseño muy
costoso.
S
Comúnmente se le denomina
cabezal flotante de anillo
dividido. Tiene a la placa de tubos
entre un anillo dividido removible
y la cubierta, la cual tiene un
diámetro mayor que la coraza. Es
el recomendado para bancos de
tubos removibles.
16
T
Comúnmente se le denomina
cabezal flotante de arrastre. Puede
ser removido de la carcasa. Sólo
permite un número par de pasos
para los tubos.
U
Es un diseño muy sencillo que
requiere de una placa de tubos sin
junta de expansión y es muy fácil
de remover. No es posible
remover tubos individuales, se
requiere un número par de pasos
para los tubos y la limpieza de la
U es muy difícil. Es el diseño más
económico.
W
Comúnmente se le denomina
cabezal flotante empacado con
anillo de faro. Es posible un
arreglo de uno o dos pasos para
los tubos. El sistema tubos más
deflectores es fácil de remover. Es
bastante económico.
17
Los principales componentes de un intercambiador de carcasa y tubos se muestran en la
figura 5. [31]
Figura 6. Elementos mecánicos de un intercambiador de carcasa y tubos.
1.3.7. Tipos de Intercambiadores de carcasa y tubos.
Se pueden hacer muchas combinaciones de cabecera frontal, carcasa y cabecera trasera. Las
combinaciones más comunes para una carcasa del tipo E se presentan en la Tabla 6, pero
también se usan otras combinaciones. [32]
Tabla 5. Combinaciones comunes para una carcasa de tipo TEMA E.
Intercambiadores de
láminas de tubos fijos
Intercambiadores
de tubos en U
Intercambiadores
de cabeza flotante
AEL AEU AES
AEM CEU BES
AEN DEU
BEL
BEM
BEN
18
Esencialmente hay tres combinaciones principales: Intercambiadores de placas tubulares
fijas, Intercambiadores de tubos en U e Intercambiadores de cabecera flotante.
1.3.7.1. Intercambiador de láminas de tubos fijos (cabeceras traseras tipo L, M y N).
Este diseño es el más simple y económico en la mayoría de los casos. La lámina de tubo se
suelda a la carcasa y las cabezas se atornillan a la lámina de tubo. [33]
a. Ventajas:
Menos costosos que los diseños de paquetes extraíbles.
Capaz de múltiples diseños de pasos.
b. Desventajas:
El lado de la carcasa solo se puede limpiar con una solución química.
No se puede absorber la expansión térmica entre la carcasa exterior y el haz de tubos.
c. Aplicaciones:
Aplicaciones para fluidos limpios por el lado de la carcasa, como vapor de agua,
refrigerante, gases, entre otros.
Aplicaciones en procesamiento químico de fluidos tóxicos a altas presiones.
1.3.7.2. Intercambiadores de tubo en U.
Este diseño es el más adecuado para aplicaciones de máxima expansión térmica. Cada tubo
tiene la capacidad de expandirse y contraerse de forma independiente. Los haces de tubos en
U son muy económicos. [34]
a. Ventajas:
El diseño del tubo en U no solo permite la expansión térmica diferencial entre la carcasa
y el haz de tubos, sino también cada tubo de forma individual.
Se puede inspeccionar y limpiar el lado de la carcasa.
Diseño menos costoso para los paquetes extraíbles.
Están disponibles múltiples pasos laterales para tubos.
Capacidad de manejar aplicaciones de alto impacto térmico.
El paquete se puede retirar de un extremo para limpiarlo o reemplazarlo.
b. Desventajas:
Solo es adecuado para servicios limpios ya que es difícil de limpiar los codos por medio
mecánico.
19
Es difícil retirar los tubos que están al interior del paquete.
El paso de tubos está limitado a números pares.
Si el diámetro es pequeño conviene uno de placas fijas.
c. Aplicaciones:
Aplicaciones de aceite, productos químicos y calentamiento de agua.
Óptimo para aplicaciones de vapor a líquido.
1.3.7.3. Intercambiador de cabecera flotante (cabezales traseros tipo P, S, T y W).
Estos diseños son mejores para aplicaciones cuando es necesaria la extracción frecuente de
haces de tubos. Más favorable al choque térmico que los diseños AEW o BEW. Este diseño
es adecuado para fluidos volátiles o tóxicos. [35]
a. Ventajas:
El diseño de cabeza flotante permite la expansión térmica.
Área de superficie máxima para un diámetro de cubierta específico que un diseño de
“extracción a través de” como AET o BET.
Disponible para múltiples pasos en el lado del tubo.
b. Desventajas:
La cubierta de la carcasa, el anillo partido y la cubierta de la cabeza flotante deben
retirarse para extraer el conjunto de tubos, lo que se traduce en mayores costos de
mantenimiento.
c. Aplicaciones:
Aplicaciones de procesamiento químico para fluidos tóxicos.
Aplicaciones industriales generales que requieren limpieza frecuente.
Condensadores de fluido de hidrocarburo.
Diferencia de temperaturas en los extremos por encima de 93 ºC, debido a la expansión
diferencial.
Intercoolers de gases especiales y post-enfriadores.
1.3.8. Selección del intercambiador.
Por todo lo mencionado anteriormente, los anexos A y B nos presentan un esquema de
selección para la elección correcta del tipo de intercambiador de coraza y tubos, y las
consideraciones de seguridad para estos equipos, respectivamente.
20
Los factores de mayor relevancia para la selección de una geometría TEMA son: seguridad,
facilidad de limpieza, expansión térmica y toxicidad de los fluidos.
Un parámetro que va de la mano con la limpieza del intercambiador es el factor de
ensuciamiento, por lo tanto, ¿qué tipo de intercambiadores de calor se pueden limpiar?
Nitsche y Gbadamosi (2016) afirman que “las configuraciones tipo: TEMA AEL, con
diámetros de tubo mayores a 20 mm, cuentan con facilidad de limpieza del lado del tubo; y
el tipo TEMA AES con paquete extraíble y arreglo cuadrangular, cuenta con facilidad de
limpieza del lado de la carcasa”. [36]
Queda a criterio del diseñador acatar las disposiciones propuestas por TEMA para la elección
del intercambiador de calor, teniendo en cuenta las restricciones de proceso y los
requerimientos del usuario final del equipo.
1.3.9. Elección del material de construcción.
La elección del material de construcción depende del diseño y condiciones de operación,
ambientales y vida estimada, además de un coste inicial mínimo y bajos costes de
mantenimiento y operación.
Factores como:
compatibilidad de los materiales con los fluidos que circulan por los tubos y la carcasa a
una temperatura, presión y velocidad determinada,
coste mínimo,
comportamiento frente a la corrosión.
conductividad térmica, capacidad calorífica, densidad y expansión térmica,
deben tenerse en cuenta para la selección del material o materiales en el intercambiador de
coraza y tubos, que es el habitual en procesos de refinería.
El material mayormente utilizado en tubos, carcasas, cabezales, placas de sujeción,
deflectores y tirantes son los aceros al carbono, debido a que es un material fuerte y barato.
El acero al carbono se selecciona comúnmente para aplicaciones de precalentamiento de
petróleo crudo a baja temperatura (que no superen los 510 °C). Su resistencia y dureza
aumenta con el contenido de carbono, entre un 0.6 y 2 %, en cambio los tubos de aleación a
veces se eligen si el potencial de corrosión es alto. [37]
21
1.4. Métodos para el diseño de intercambiadores de calor.
En el diseño de intercambiadores de calor el primer paso es delimitar el problema tanto como
sea posible inicialmente, esto es, definir para las corrientes: caudales, presiones,
temperaturas, propiedades físicas, ensuciamiento, pérdidas de presión admisibles, etc. Luego
se procede a seleccionar valores tentativos para los parámetros más importantes de diseño,
tales como longitud y diámetro de los tubos (teniendo en cuenta las pérdidas de presión).
El coeficiente global de transferencia de calor depende del coeficiente individual de
transmisión por convección en el interior y exterior de los tubos, que a su vez dependen de
las propiedades de los fluidos. Si bien la definición de dichos coeficientes en el lado de los
tubos es bastante precisa con las correlaciones actuales, no lo es tanto para el lado de la
carcasa. [38]
Para cálculos preliminares de diseño en intercambiadores de calor, los métodos para
cuantificar los coeficientes individuales y el coeficiente global de transferencia de calor son
los siguientes:
1.4.1. Método de Kern.
Este método ha sido adoptado como un estándar por la industria durante muchos años. Las
correlaciones para el cálculo de la transferencia de calor y la pérdida de carga se obtuvieron
de intercambiadores estándar con un corte de deflector del 25 % (una decisión acertada
porque en la mayoría de los casos es el mejor diseño). La predicción de la transferencia de
calor varía ligeramente entre valores superiores e inferiores a los reales, mientras que las
predicciones de la pérdida de carga son menos satisfactorias. [39]
1.4.2. Método de la diferencia media logarítmica de temperatura (DMLT).
El método DMLT resulta fácil de aplicar en el análisis de los intercambiadores de calor
cuando se conocen, o se pueden determinar, las temperaturas a la entrada y a la salida de los
fluidos calientes y frío a partir de un balance de energía. Una vez que se conoce el flujo
calórico, el DMLT y el coeficiente total de transporte de calor se puede determinar el área
superficial de trasferencia de calor a partir de:
Q = U ∗ A ∗ DMLT (5)
Con el método DMLT, la tarea consiste en seleccionar un intercambiador que satisfaga los
requisitos prescritos de transferencia de calor. Este método sigue los siguientes pasos:
22
Selección del tipo de intercambiador apropiado para la aplicación.
Determinar cualquier temperatura desconocida de entrada o de salida y la razón de
transferencia de calor mediante un balance de energía.
Calcular la diferencia de temperatura media logarítmica y el factor de corrección F si es
necesario.
Obtener los valores de coeficientes transporte de calor individuales interno y externo.
Determinar el valor del coeficiente de transporte de calor total.
Calcular el área superficial de transferencia de calor.
Las temperaturas de los fluidos en un intercambiador de calor en general no son constantes,
sino varían de un punto a otro conforme el calor circula del fluido caliente al frio. Por lo
tanto, el flujo de calor variará a lo largo de la trayectoria de los intercambiadores de calor
debido a que depende de la diferencia de temperatura entre los fluidos en esa sección.
La obtención de la DMLT implica dos hipótesis importantes:
Los calores específicos de los fluidos no varían con la temperatura.
Los coeficientes de transferencia de calor por convección se mantienen constantes al
atravesar el cambiador de calor. [40]
1.4.3. Método de la efectividad – NTU.
Este método es utilizado cuando se desea determinar la razón de transferencia de calor y las
temperaturas de salida de los fluidos caliente y frío para valores prescritos de caudal másico
del fluido de interés y temperaturas de entrada de los fluidos, cuando se especifica el tamaño
y tipo de intercambiador de calor. En este caso se conoce el área superficial para la
transferencia de calor del intercambiador, pero se ignoran las temperaturas de salida.
Además, este método determina el rendimiento con respeto a la transferencia de calor de un
intercambiador específico, o bien, determina si un intercambiador del que se dispone en
bodega realizará el trabajo. [41]
Todavía se podría aplicar el método de DMLT para este problema, pero el procedimiento
requeriría tediosas iteraciones y, como consecuencia, no sería práctico.
1.4.4. Suposiciones en los métodos de diseño.
Las siguientes suposiciones se aplican en el desarrollo del método a seguir.
a. El coeficiente de transferencia de calor es constante en toda la longitud del trayecto.
23
b. El flujo de fluido másico es constante, obedeciendo al requisito de estado estacionario.
c. La capacidad de calor es constante a lo largo de todo el trayecto.
d. No hay cambios parciales de fase en el sistema, es decir, vaporización o condensación.
La derivación es aplicable para cambios de calor sensibles o cuando la vaporización o
condensación es isotérmica a lo largo de todo el trayecto.
e. Las pérdidas de calor son insignificantes. [42]
1.5. Simulador y simulación de procesos químicos.
Un simulador de procesos es un software que se utiliza para modelar el comportamiento de
un proceso químico en estado estable, mediante la determinación de presiones, temperaturas
y flujos. Para hacer un uso efectivo de los simuladores, los ingenieros de proceso deben
conocer las directrices y supuestos de los modelos proporcionados por cada simulador.
Además, siempre es importante tener en cuenta los criterios utilizados en la especificación
del equilibrio de fase y los modelos utilizados para este propósito, ya que la precisión de los
resultados obtenidos de una simulación se ve afectada por ellos.
Los simuladores de procesos permiten:
Predecir el comportamiento de un proceso.
Analizar de forma simultánea diferentes casos, cambiando los valores de las principales
variables de operación.
Optimizar las condiciones de funcionamiento de las plantas nuevas o existentes.
Rastrear una planta química durante toda su vida útil, con el fin de prever las extensiones
o mejoras en los procesos.
Los simuladores de procesos comerciales y académicos más divulgados son: SPEED UP,
ASPEN PLUS, DESIGN II, HYSYM, ASPEN HYSYS, CHEMCAD y PRO II.
Aspen HYSYS es una herramienta de simulación de procesos muy poderosa que permite
realizar simulaciones tanto en estado estacionario como en estado transitorio. El cálculo de
las propiedades físicas, de transporte, balance de materia y energía, dimensionamiento de
equipos, cálculo de cargas de calor, requerimientos de energía, equilibrio químico y el
comportamiento de fases para el petróleo e industrias afines utilizando esta aplicación, nos
llevan a la presentación de modelos más realistas. Tiene la base de datos y termodinámica
más amplia y completa junto con Aspen Plus. [43]
24
Figura 7. Ambiente de simulación adaptado de Aspen HYSYS.
1.5.1. Importancia de la simulación de procesos.
La simulación de procesos es una herramienta para ingenieros químicos y de procesos que
puede ser utilizada en la ejecución de tareas repetitivas o en actividades de alta complejidad
que deben ser resuelto en tiempos relativamente cortos. Las diversas aplicaciones que la
simulación de procesos ha encontrado son resultado de la necesidad de:
Hacer un mejor uso de los recursos energéticos.
Minimizar los costos de operación y la emisión de corrientes de desechos que pueden ser
contaminante.
Aumentar el rendimiento y la eficiencia del proceso.
Mejorar la controlabilidad del proceso.
Impulsar la enseñanza del diseño de procesos.
1.5.2. Paquete termodinámico.
En el caso de realizar una simulación, la selección del paquete termodinámico adecuado
depende del tipo de componentes que existen en la simulación y de las mezclas que
conforman. Es importante comprender el modelo que se escoge porque representa el mejor
compromiso entre la complejidad del cálculo y la bondad de los resultados.
El anexo C muestra un diagrama de flujo para escoger el paquete termodinámico adecuado.
El software de simulación, usa el concepto de Paquete de Fluido (fluid package) para
contener toda la información necesaria para cálculos físicos de las propiedades de
componentes.
25
Para aplicaciones rigurosas en la industria del petróleo, gas y petroquímica, la ecuación de
estado de Peng – Robinson es usualmente recomendada para simulación y optimización.
Tiene una predicción apropiada para el equilibrio líquido – vapor y la determinación de
propiedades termodinámicas de la mayoría de hidrocarburos. [44]
La ecuación de estado de Peng Robinson (1976) proporciona resultados similares a los de la
ecuación de Soave, aunque es mejor para predecir las densidades de muchos componentes
en la fase líquida, especialmente las que no son polares.
El modelo mencionado anteriormente se presenta de la siguiente manera:
𝑃 =𝑅𝑇
𝑉 − 𝑏−
𝑎
𝑉2 + 2𝑎𝑏𝑉 − 𝑏2 (6)
𝑎 =0.45724𝑅2𝑇𝐶
2
𝑃𝐶𝛼 (7)
𝑏 =0.07780𝑅𝑇𝐶
𝑃𝐶 (8)
𝛼 = {1 + (0.37464 + 1.54226𝜔 − 0.26992𝜔2)(1 − 𝑇𝑟0.5)}2 (9)
Donde: P= Presión del fluido
R= Constante de los Gases
T= Temperatura del Fluido
V= Volumen del Fluido
Tc, Pc = Temperatura y Presión Crítica para cada componente
a=Parámetro de atracción de las moléculas
b= Parámetro de volumen residual
ω=Factor acéntrico para cada componente. (Chaves et. al., 2016)
1.5.3. Caracterización de crudos en el simulador de procesos.
El método de caracterización de crudos en un software puede convertir los análisis de
laboratorio de: condensados, petróleos crudos, cortes de petróleo y breas líquidas en una
serie de componentes hipotéticos identificados por su punto de ebullición.
El programa puede producir un conjunto completo de propiedades físicas y críticas para los
componentes hipotéticos del petróleo, con una mínima cantidad de información. Sin
embargo, mientras más información acerca del fluido pueda ingresar el usuario, éste podrá
26
simular o predecir con mejor exactitud el comportamiento del fluido. El modo de trabajar
con crudos en el simulador es mediante su herramienta “Oil Manager”.
Figura 8. Herramienta Oil Manager adaptado de Aspen HYSYS.
La caracterización de crudos en el software acepta diferentes tipos de información acerca de
estos hidrocarburos. Hay tres pasos asociados en la caracterización de cualquier crudo en el
simulador:
Caracterizar el ensayo.
Generar los componentes hipotéticos
Instalar el crudo caracterizado en el ambiente de simulación.
Los datos mínimos requeridos por el simulador para caracterizar un crudo o derivado son:
Una curva de destilación de laboratorio (imprescindible cuando se realiza refinación de
petróleos), y/o
Por lo menos tres de las siguientes propiedades masivas: peso molecular, densidad, factor
de caracterización KUOP o viscosidades a dos temperaturas diferentes (imprescindibles
para realizar operaciones como: transporte de crudo por tuberías, etc). [45]
1.5.4. Simulador para equipos de transferencia térmica.
La simulación de equipos de transferencia de calor ha sido una herramienta ampliamente
utilizada en las últimas décadas, por lo que, un programa centrado en el diseño de
intercambiadores de calor puede emplear diferentes estrategias para diseñar adecuadamente
este equipo. [46]
27
Estas estrategias pueden utilizarse teniendo en cuenta las normas de construcción
mencionadas anteriormente.
Otro aspecto muy importante en el diseño de los intercambiadores de calor es la posibilidad
de tener parámetros para optimizar el costo. Así, se selecciona la mejor geometría estándar
que cumpla los requisitos al menor costo, mediante cálculos mecánicos e hidráulicos que
permiten un diseño más detallado considerando la vibración, el ruido y los problemas de
rendimiento durante la operación.
Figura 9. Ambiente de simulación adaptado de Aspen EDR.
En los simuladores de procesos hay una variedad de módulos de intercambio de calor; sin
embargo, todos utilizan las mismas ecuaciones básicas con variaciones en la resolución de
las ecuaciones, las variables involucradas y las simplificaciones que pueden realizarse para
estimar el equipo de transferencia de calor.
Los módulos de intercambio de calor se clasifican según el tipo de sustancias utilizadas en
el intercambiador de calor y según los fenómenos que tienen lugar en su interior, es así que,
para intercambiadores de calor, ambos lados deben estar en una sola fase, y ambas corrientes
son flujos de proceso, en cambio los llamados calentadores, presentan sólo una fase, para
una corriente de proceso, y en el otro lado una utilidad caliente. (Chaves et. al., 2016)
1.5.5. Modos de cálculo para la simulación de intercambiadores térmicos.
En general, es posible definir dos rutinas de cálculo: cálculos simples y cálculos rigurosos.
El cálculo simple se basa en la estimación de la cantidad de calor añadido o eliminado.
Además, el cálculo riguroso se basa en la determinación del área, los parámetros geométricos
y los coeficientes de transferencia de calor.
28
1.5.5.1. Cálculo simple.
Se utiliza principalmente para calcular el cambio de condición termodinámica solamente.
Sin embargo, de acuerdo al módulo de trabajo se puede utilizar a veces para acceder a
algunos cálculos adicionales como, calcular el factor de corrección para el DMLT. Se puede
obtener información sobre la carga de calor o el área de intercambio requerida utilizando un
balance de energía.
1.5.5.2. Cálculo riguroso.
Este cálculo permite estimar los coeficientes de película, las caídas de presión, el factor de
corrección de FT para el DMLT, entre otros, mediante métodos rigurosos y diagramas
detallados. Según el modo de cálculo del simulador, se puede obtener diferentes resultados:
Modo de diseño: Los flujos están definidos termodinámicamente y hay condiciones que
cumplir. El simulador se encarga de proponer y evaluar alternativas para algunas geometrías
con el fin de encontrar el equipo óptimo que cumpla con los requisitos de energía.
Modo de verificación: Aquí hay una geometría ampliamente conocida y flujos junto con
una o más condiciones a cumplir. El simulador se encarga de evaluar si se cumple la
condición y cuáles son los parámetros mínimos que deben cumplirse.
El modo de simulación tiene flujos de entrada y una geometría claramente especificada.
El simulador da resultados sobre el rendimiento del equipo. También se permite modificar
ciertos parámetros, según se desee. [47]
29
1.6. Descripción del procesamiento de petróleo en Refinería Lago Agrio de
Petroamazonas EP.
Petroamazonas EP es una empresa estatal ecuatoriana que realiza actividades de exploración,
extracción y refinación de Hidrocarburos. La Refinería Lago Agrio, del Bloque 56, ubicada
en el cantón Nueva Loja, Provincia de Sucumbíos; cuenta con una unidad de fraccionamiento
atmosférico, donde se procesan 1000 barriles de petróleo por día (BPD), provenientes de la
estación Lago Norte y que se receptan en dos tanques de almacenamiento de crudo, con una
capacidad aproximada de almacenaje de 1500 barriles.
Figura 10. Refinería Lago Agrio, Bloque 56-Petroamazonas EP.
El crudo convencional es transportado a la planta a través de dos bombas hacia un
intercambiador de calor para precalentamiento de crudo con los productos de fondo de la
torre. El flujo precalentado es direccionado al calentador (horno) compuesto de un serpentín
vertical de 40 tubos que incrementa la temperatura del flujo de crudo hasta 710°F, mediante
un mechero que utiliza gasolina obtenida del fraccionamiento como combustible, localizado
en el centro del piso del calentador. El crudo calentado es inyectado a la torre de
fraccionamiento (torre de destilación) compuesto de 23 platos de burbujeo (contados desde
abajo hacia arriba) obteniéndose Gasolina Base, Jet Fuel y Diésel como productos derivados.
Los platos número 08 y 14 son de recolección y salida de los flujos de Diésel y Jet Fuel
respectivamente. La torre de fraccionamiento es de 36 pulgadas (de diámetro y 42 pies de
altura.
30
Figura 11. Torre atmosférica de fraccionamiento.
Las fracciones livianas (nafta) salen por el tope de torre y son parcialmente condensadas en
el aeroenfriador que consiste en un haz de tubos con aletas, enfriados con aire gracias a la
acción de un ventilador horizontal. La temperatura del fluido disminuye de 250°F a 110°F.
Un receptor horizontal de condensados (acumulador) está provisto de una bota inferior para
la separación de la fase acuosa por el fondo de la misma. El control de presión en el
acumulador es un parámetro importante para mantener la presión óptima del sistema. Un
sistema de bombeo trabaja para el sistema de reflujo de control de temperatura de la cima
del fraccionador y para el bombeo de gasolina a almacenaje. De la producción de la planta,
el 15 % del producto diario corresponde a gasolina base. El 30% de esta gasolina base se
utiliza como combustible para el horno de calentamiento del crudo y el 70 % restante es
bombeado junto con el residuo al SOTE.
El sistema de refinación cuenta con dos despojadores para los productos provenientes del
plato 08 y 14 que son diésel y jet fuel, respectivamente.
Un despojador (stripper) para la fracción de Jet Fuel consiste en un receptor vertical con un
sistema de cinco platos internos. En la zona inferior existe la inyección de vapor proveniente
de los calderos, con el objeto de crear el arrastre de todos los hidrocarburos livianos
nuevamente hacia la torre de fraccionamiento por la zona superior del stripper. Se realiza el
31
bombeo de los productos de fondo del despojador hacia el sistema de enfriamiento que es
similar al de la gasolina base y luego hacia el tanque de almacenamiento.
El receptor vertical (despojador) para la fracción de diésel, está formado internamente por
un Set intercambiable de 4 platos de despojamiento. El sistema de inyección, arrastre y
enfriamiento es similar al del primer stripper. Se utiliza un sistema de bombeo para el
transporte del flujo hacia el condensador y tanques de almacenamiento. En el aeroenfriador
la temperatura cambia de 388°F a 110°F aproximadamente, perdiéndose la mayor parte de
calor en el ambiente.
Figura 12. Intercambiador de calor crudo carga/crudo reducido.
Por último, el crudo reducido (residuo) es sacado del fraccionador mediante dos bombas
verticales, conduciendo el flujo hacia los intercambiadores de calor y luego al
almacenamiento. Un sistema de intercambio crudo carga/crudo reducido, consistentes en dos
camisas concéntricas superiores y cuatro camisas de intercambio inferiores, por las que se
realiza la transferencia de calor entre el crudo reducido y el crudo de carga. Mediante este
intercambio energético, el crudo de proceso tiene un incremento de temperatura del orden
de 170 °F.
Luego de ceder parte de su calor, el crudo reducido es almacenado en dos tanques con una
capacidad aproximada de 1000 barriles, para posteriormente ser enviado al oleoducto
transnacional.
32
2. BASES Y CRITERIOS DE DISEÑO.
2.1. Sistema de unidades de medición.
Para este trabajo se utilizó las unidades de medición del Sistema Internacional (SI), que se
presentan en la tabla 7.
Tabla 6. Unidades del diseño.
Parámetro Símbolo Unidad
Flujo másico m kg/s
Temperatura del fluido caliente T °C
Temperatura del fluido frío t °C
Presión del fluido caliente P Pa
Presión del fluido frío p Pa
Fracción de vapor del fluido caliente X1 -
Fracción de vapor del fluido frío X2 -
Densidad 𝜌 kg/m3
Capacidad calórica Cp J/kg°C
Viscosidad μ Pa.s
Conductividad térmica k W/m°C
Factor de Ensuciamiento Rf m2°C/W
Diámetro interno Di m
Diámetro externo Do m
Longitud de tubos L m
Coeficientes de transferencia de calor ho / hi W/m2°C
Coeficiente Global de transferencia de calor U W/m2°C
Área de transferencia A m2
Razón de transferencia de calor Q W
Resistencias de película individuales 1 / hi m2°C/W
Resistencias de película individuales 1 / ho m2°C/W
Diámetro de la carcasa Dc m
Velocidad másica del crudo G kg/sm2
Velocidad del crudo v m/s
Numero de Reynolds Re -
Numero de Prandtl Pr -
Factor de Fricción f -
Caída de Presión ΔP Pa
Costo C $
Flujo volumétrico �� m3/s
33
Las unidades cambian según la información entregada del proceso y reportes de laboratorio;
pero, para los cálculos, simulaciones, resultados, discusión y conclusiones, se trabaja con el
SI.
2.2. Ubicación y condiciones del sitio
2.2.1. Ubicación geográfica.
La Refinería Lago Agrio se encuentra ubicada al nororiente de la ciudad de Nueva Loja en
la provincia de Sucumbíos, en el Bloque 56 propiedad de Petroamazonas EP.
Coordenadas Geográficas: N 0.08379 W 76.87486
Figura 13. Ubicación Geográfica de Refinería Lago Agrio, Bloque 56, Petroamazonas
EP.
Fuente: Google Maps. (2019). [En Línea]. Quito [Consulta: 20/06/2019]. Disponible en:
<https://www.google.com.ec/maps/@0.0840502,76.8752516,373m/data=!3m1!1e3>.
2.3. Condiciones meteorológicas
Las condiciones ambientales de la ciudad de Nueva Loja se detallan a continuación:
Tabla 7. Condiciones climáticas de Nueva Loja (“Reporte de clima en Nueva Loja-
Ecuador”, 2019)
Condición Ambiental Unidad Valor
Altitud msnm 236
Presión Atmosférica kPa (abs) 100.88
Temperatura
Promedio Grados Celsius (°C) 28
Humedad Relativa % 83
Zona Sísmica Norma Ecuatoriana de
la Construcción Zona I
Fuente: The Weather Channel. (2019). [En Línea]. Quito, [Consulta: 20/06/2019].
Disponible en:
<https://weather.com/es-EC/tiempo/hoy/l/0.09, 76.89?par=google&temp=c>
34
2.4. Capacidad de diseño
El intercambiador de calor crudo carga/diésel (en adelante “IC-CC/D”) está diseñado para
realizar un precalentamiento de la corriente de crudo convencional con flujo volumétrico de
1000 BPD (barriles/día) en estado líquido y a temperatura promedio de la zona,
aprovechando el calor que se tiene por parte de la corriente de diésel que sale del
fraccionador con dirección a un despojador donde se liberan las trazas de vapor
hidrocarbonadas que no son diésel líquido con temperatura promedio de 198 °C y flujo
volumétrico promedio de 200 BPD. Las corrientes mencionadas para el diseño térmico
provienen de la recepción y almacenamiento del crudo carga en sus tanques, y del despojador
de diésel que acumula el fluido caliente (ver anexo D). Luego de la transferencia de calor en
el intercambiador, la corriente saliente de diésel ingresará al aeroenfriador para aprovechar
su función y enfriar aún más el diésel, debido a que este equipo funciona con normalidad.
La propuesta de diseño es para estudios de ingeniería básica que ayudan a recolectar
información referente al trabajo que se lleva a cabo en Refinería Lago Agrio, recuperación
de energía en el proceso mediante una futura construcción e implementación del
intercambiador de calor, con proyección en ahorro del consumo promedio de combustible
en el horno que eleva la temperatura del crudo para su separación, o para una futura
repotenciación.
2.5. Caracterización de los fluidos, tipo de intercambiador y material de construcción.
A continuación, se detallan las propiedades fisicoquímicas promedio del crudo carga
convencional y diésel, que se tienen de los reportes realizados en laboratorios acreditados y
los reportes de operación que se entregan en refinería y a sus agencias de control, así como
también, la conductividad térmica del material a utilizarse en el diseño del intercambiador
de carcasa y tubos a diferentes temperaturas, siendo este del tipo “acero al carbono”, por lo
descrito en el numeral 1.3.9.
Estos reportes de laboratorio con las propiedades fisicoquímicas nos servirán para
caracterizar las corrientes en el simulador comercial y obtener algunas propiedades que no
se miden por ensayos, así como las propiedades promedio para los cálculos en el balance
energético y dimensionamiento. Los datos recolectados son el promedio del año de
producción 2018 y del primer semestre de 2019, escogiéndose los valores referentes a la
mayor producción en obtención de derivados.
35
Tabla 8. Reporte de datos de operación de la refinería Lago Agrio -2018.
REPORTE MENSUAL PROMEDIO DE OPERACIONES DEL AÑO 2018
MESES
P, (psi) T, (°F)
IC-CC/D* T, (°F) IC Principal
Horno,
T (°F)
CC D CC D CC CR CR CC
Entrada Entrada Entrada Entrada Salida Entrada Salida Salida
Enero 120 78 68 390 320 370 272 686
Febrero 112 78 90 400 310 350 230 686
Marzo 110 78 90 383 300 320 275 688
Abril 120 78 90 385 300 360 250 675
Mayo 116 80 80 385 300 363 250 680
Junio 114 80 89 400 305 360 255 675
Julio 112 80 88 390 298 345 258 680
Agosto 113 79 90.2 373.8 320 363 260 682
Septiembre 112.4 78 82.5 388 300 368 260 690
Octubre 112 78 85.5 385 290 360 255 679
Noviembre 111.8 80 85.3 389 305 362 250 685
Diciembre 112.2 80 82.6 387,5 301 363 253 696.4
Promedios 113.8 78.9 85.1 388.0 304.1 357.0 255.7 683.5
*Son las temperaturas del fluido frío y caliente respectivamente, para utilizarlas en el simulador y
evaluar el desempeño térmico del intercambiador.
CC: Crudo Carga, D: Diésel, CR: Crudo Reducido.
Fuente: Reporte de Operaciones mensuales-2018, Refinería LA, Bloque 56-Petroamazonas EP.
Tabla 9. Reporte de datos de operación de la refinería Lago Agrio –Primer semestre
2019.
REPORTE MENSUAL PROMEDIO DE OPERACIONES DEL PRIMER SEMESTRE
DEL AÑO 2019
MESES
P, (psi) T, (°F) Nuevo
IC-CC/D* T, (°F) IC Principal
Horno,
T (°F)
CC D CC D CC CR CR CC
Entrada Entrada Entrada Entrada Salida Entrada Salida Salida
Enero 111 78 90 387.5 305 367.5 256.5 689
Febrero 112 78 87.5 392.5 297.5 355 255 682
Marzo 112 78 83 386.5 299.5 366.5 262.5 689
Abril 114 78 87.5 394 305 363 256 688
Mayo 112 80 86.5 394 300.5 364.5 258.5 687
Junio 118 80 85 390 301.5 342.5 264 693
Promedios 113.2 78.9 86.6 390.8 301.5 359.8 258.8 688.0
Fuente: Reporte de Operaciones mensuales-Semestre 2019, Refinería LA, Bloque 56-
Petroamazonas EP.
36
Tabla 10. Flujos de carga y producción de Refinería Lago Agrio-2018.
Meses de
producción BPD, barriles/día del año 2018
Crudo Carga Diésel Gasolina Crudo reducido
Enero 850.3 116.7 0.0 479.6
Febrero 905.8 197.9 47.1 470.8
Marzo 893.1 203.4 36 457
Abril 934.2 211.5 19.2 485.3
Mayo 924.9 213.4 32.1 472.3
Junio 926.3 222.6 22.9 478.5
Julio 874.8 190.1 11.7 455.6
Agosto 930.7 210.5 35.4 478.1
Septiembre 919.5 214.3 25.6 475.5
Octubre 864.9 209.5 22.3 456.9
Noviembre 932.3 228.5 19.3 485.6
Diciembre 838.1 215.3 24.9 426
Promedio 899.6 206.6 24.7 468.4
Fuente: Reporte de Operaciones mensuales-2018, Refinería LA, Bloque 56-Petroamazonas
EP.
Tabla 11. Flujos de carga y producción de Refinería Lago Agrio-Semestre 2019.
Meses de
producción BPD, barriles/día del primer semestre de 2019
Crudo Carga Diésel Gasolina Crudo Reducido
Enero 859.2 207.7 40.9 464.5
Febrero 831.4 203.5 15.8 459.7
Marzo 904.7 255.2 24.9 483.3
Abril 931.3 224 29.6 512.7
Mayo 930.6 222.9 34.8 509.2
Junio 934.9 243.7 29.6 519.5
Promedio 898.7 226.2 29.3 491.5
Para transformar de BPD (barril por día) a m3/s, por 1.84*10-6
Fuente: Reporte de Operaciones mensuales-Semestre 2019, Refinería LA, Bloque 56-
Petroamazonas EP.
37
Tabla 12. Consumo de gasolina en el horno del Año 2018
CONSUMO DE GASOLINA EN EL HORNO DEL AÑO 2018
Meses Planta
(BPD)
°API 60°F, de
Consumo
°API 60°F, de
Producción
Enero 25 70.2 65.9
Febrero 27 65.6 66.7
Marzo 25.9 66.8 67.1
Abril 27.7 60.3 65.6
Mayo 26.1 60.0 65.7
Junio 27.8 60.5 66.1
Julio 25.8 65.9 66.5
Agosto 25.8 66.3 66.4
Septiembre 26.7 60.8 67.1
Octubre 24.2 67.3 68
Noviembre 28.4 62.4 64.6
Diciembre 24.5 66.2 65.8
Promedio 26.2 63.83 66.33
Fuente: Reporte de Operaciones-2018, Refinería LA, Bloque 56-Petroamazonas EP.
Tabla 13. Consumo de gasolina en el horno, primer semestre de 2019
CONSUMO DE GASOLINA EN EL HORNO, PRIMER
SEMESTRE DE 2019
Meses Planta
(BDP)
°API 60°F, de
consumo
°API 60°F, de
producción
Enero 24.4 66 65.9
Febrero 24.9 64.6 67
Marzo 26.8 66 67.8
Abril 27.1 66.7 64.1
Mayo 25.7 66.1 66
Junio 28 66.5 68.7
Promedio 26.2 65.98 66.58
Fuente: Reporte de Operaciones-Semestre 2019, Refinería LA, Bloque 56-Petroamazonas
EP.
Tabla 14. Propiedades promedio de los ensayos para crudo carga.
REPORTE PROMEDIO: CRUDO CARGA 2018- PS 2019
Parámetros unidades método DATO
temperatura obs °C ASTM D1298-12b (2017) 20.8
API 60/60°F °API ASTM D1298-12b (2017) 29.4
Viscosidad 80°F cSt(mm2/s) ASTM D445-18 16.5
Viscosidad 113°F cSt(mm2/s) ASTM D445-18 9.74
Gravedad 60/60°F kg/m3 ASTM D1298-12b (2017) 878.4
Kuop - UOP375 11.06
Fuente: Informes de Ensayo de Crudo Carga 2018-2019, DPEC, Fiq, Universidad Central
del Ecuador, Laboratorio Técnico-Bloque 56, Petroamazonas EP.
38
Tabla 15. Curva TBP del crudo carga, T=f(%V).
DESTILACIÓN TBP
PRESIÓN DE
OPERACIÓN N° CORTE
Ti Ts Tm V Va Vp %Va
°C °C °C ml ml %V %V
DESTILACIÓN
ATMOSFÉRICA
1 50 86 68 567 567 5.67 5.67
2 86 111 98.5 333 900 3.33 9
3 111 136 123.5 293 1193 2.93 11.93
4 136 161 148.5 267 1460 2.67 14.6
5 161 186 173.5 400 1860 4 18.6
6 186 211 198.5 467 2327 4.67 23.27
7 211 236 223.5 277 2604 2.77 26.04
DESTILACIÓN
AL VACÍO
8 236 261 248.5 220 2824 2.2 28.24
9 261 286 273.5 255 3079 2.55 30.79
10 286 311 298.5 340 3419 3.4 34.19
11 311 336 323.5 590 4009 5.9 40.09
12 336 361 348.5 700 4709 7 47.09
13 361 386 373.5 585 5294 5.85 52.94
14 386 400 393 115 5409 1.15 54.09
Ti: Temperatura inferior, Ts: Temperatura superior, Tm: Temperatura media; V:
Volumen, Va: Volumen acumulado, Vp: Volumen parcial, %Va: Porcentaje volumen
acumulado.
Fuente: Curva TBP del Crudo Carga. (2018). Departamento de Operaciones, Refinería Lago
Agrio, Bloque 56 de Petroamazonas EP., DPEC-FIQ, Universidad Central del
Ecuador.
Tabla 16. Propiedades promedio de los ensayos para diésel.
REPORTE PROMEDIO: DIESEL 2018-2019
Parámetros Unidades Método DATO
Curva de destilación ASTM D-86
PI °C 181.6
10% °C 226.2
50% °C 284.2
90% °C 350.2
PF °C 376.0
Viscosidad Cinemática 40°C cSt NTE INEN 810 3.98
Viscosidad Cinemática 120°C cSt NTE INEN 810 3.385
gravedad especifica 60/60°F g/cm3 calculado 0.8510
gravedad API 60/60°F ASTM D-1298 34.6
Kuop - Curva D-86 y °API 60/60°F 11.82
Fuente: Reporte de Calidad de Diésel Oil Planta Topping, 2018-2019, Laboratorio Técnico-
Refinería LA, Bloque 56, Petroamazonas EP.
39
La información proporcionada es propiedad de Petroamazonas EP., sus informes y
documentación no se exponen en este trabajo, debido a sus cláusulas de confidencialidad.
Tabla 17. Conductividad térmica del acero al carbono.
Parámetros Material: Acero al Carbono
T (°C) 0 100 200 300 400 500
k (W/m°C) 53.2 50.7 48.2 45.7 43.2 40.7
Fuente: Apéndice A, Características térmicas de los materiales, Annaratone, D. (2010).
Engineering Heat Transfer. (p. 257). Germany: Springer-Verlag Berlin
Heidelberg.
2.6. Códigos, Normas y Estándares aplicables.
Tabla 18. Normas TEMA, ASME y API.
Código ó Norma Descripción
TEMA (Normas de la
Asociación de Fabricantes de
Intercambiadores Tubulares)
Clase "R" para el procesamiento de petróleo.
TEMA aborda solo los intercambiadores de carcasa y tubos
y cubre la nomenclatura, las tolerancias de fabricación, los
espacios libres estándar, el espesor mínimo de la placa y las
reglas de diseño de la lámina del tubo.
API 660 (American Petroleum
Institute)
La mayoría de las empresas utilizan API 660 para
intercambiadores de carcasa y tubos.
ASME Sección VIII, División 1 Cubre el diseño mecánico de partes que contienen presión
(por ejemplo, cubiertas y canales)
Fuente: Stewart, M., Oran, T. (2013). Lewis Heat Exchanger Equipment Field Manual:
Common Operating Problems and Practical Solutions. (pp. 4, 5). USA: Gulf
Professional Publishing, Elsevier.
Los estándares de la industria se limitan a presiones y temperaturas moderadas y no cubren
temas que están más allá del control de los fabricantes, como ensuciamiento, corrosión,
vibración, estanqueidad de las bridas y roturas de tubos.
2.7. Generalidades para el diseño del intercambiador de calor IC-CC/D.
Para la simulación y los cálculos de diseño, se tomaron las siguientes consideraciones:
ubicación de los fluidos, factores de ensuciamiento, disposición de flujos, material de
40
construcción, caída de presión permisible en función de su longitud y el factor de corrección
de la Diferencia Media Logarítmica de temperaturas. [48]
Ubicación de fluidos.
El diésel no es un fluido altamente corrosivo, pero el petróleo crudo puede serlo. Sin
embargo, a la baja temperatura de la corriente de crudo carga en esta aplicación, la corrosión
no debe ser un problema siempre que el crudo se haya desalado.
El crudo carga debe colocarse en los tubos debido a su tendencia relativamente alta de
ensuciamiento y por ser la corriente con mayor presión. Además, el diésel debe colocarse en
la coraza debido a su alta temperatura y a su baja tasa de ensuciamiento no despreciable en
el tiempo.
Factores de ensuciamiento.
El factor de ensuciamiento recomendado para el petróleo convencional y diésel es 0.53 y
0.35 m2°C/kW (ver anexo E) respectivamente, que indican una potencial formación de
incrustaciones. Por lo tanto, se seleccionarán intercambiadores que permitan la limpieza
mecánica de las superficies de los tubos exteriores e interiores. Además, la placa de tubos en
cabezales flotantes permitirá la expansión térmica diferencial debido a una diferencia
considerable de temperatura entre las dos corrientes.
Disposición de flujos.
En una unidad donde el fluido caliente está en el lado de la carcasa, se debe comprender la
relación entre la temperatura de la pared y la tasa de incrustaciones. El aumento de
temperatura en el crudo carga y por ende en la pared del tubo, hará que la tasa de
incrustaciones aumente, entonces se debe elegir una disposición de paso que minimice la
temperatura de la pared. Por lo tanto, la mejor disposición es para el paso en contraflujo
hacia el fluido del lado de la carcasa. [49]
41
Figura 14. Disposición en contraflujo hacia el fluido del lado de la carcasa.
Materiales de construcción.
Ya que ninguno de los fluidos es altamente corrosivo debido a su bajo contenido de azufre,
se ratifica acero al carbono para tubos, carcasa y otros componentes. [50]
Caída de presión permisible en función de su longitud.
Los valores típicos de caídas de presión optimizadas para líquidos son de; 35 kPa donde la
viscosidad es inferior a 1 cP y 50-70 kPa donde la viscosidad es 1-10 cP. Para corrientes
monofásicas de hidrocarburos que transfieren predominantemente calor sensible, los valores
de caídas de presión permitidos en función de la longitud, apropiados para tubos rectos y
tubos en U son comúnmente usadas en estándares TEMA. [51]
Tabla 19. Caída de presión permisible en función de la longitud.
Recomendaciones de ΔP/L (Pa/m)
Tubos 4524 6784 5654
Carcasa 9048 13570 11309
Longitud
(m)
Caída de presión (Pa) Caída de presión(psi)
Tubos Carcasa Tubos Carcasa
2.44 13796 27594 2.00 4.00
3.05 17245 34492 2.50 5.00
3.66 20694 41391 3.00 6.00
4.88 27591 55188 4.00 8.01
6.096 34467 68940 5.00 10.00
42
Factor de corrección en la Diferencia Media Logarítmica de temperatura (DMLT).
Se estima el factor F de corrección para una sola coraza del tipo TEMA E para un número
par arbitrario de pasos en los tubos (1-2, 1-4, 1-6 o 1-8) con un valor de 0.8, si las
temperaturas de salida de las dos corrientes son iguales, de lo contrario, suponga F igual a
0.9. [52]
Con esta suposición, se determinan las temperaturas de salida de los fluidos caliente (diésel)
y frio (crudo carga) mediante el método DMLT para realizar el balance energético y
determinar el flujo térmico que se transfiere en las configuraciones que se escojan mediante
los criterios de diseño.
2.8. Programas de cálculo
Para la caracterización, calentamiento y determinación de las propiedades fisicoquímicas y
térmicas promedio de los fluidos, se utilizó un software comercial para la simulación del
proceso.
Para el dimensionamiento del intercambiador se realizó una hoja de cálculo en Microsoft
Excel y para afinar el diseño térmico se utilizó un simulador especializado de
intercambiadores de proceso para obtención de los resultados finales con fines académicos.
2.9. Simulación para el calentamiento de crudo.
2.9.1. Consideraciones generales.
En este programa, en la pestaña “Properties” de propiedades, se podría crear una lista de
componentes, vigente para toda la simulación, en la herramienta “Component List”, si las
condiciones de trabajo las requieren. Esta lista podría contener las sustancias puras de los
hidrocarburos que constituyen al petróleo, así como: nitrógeno, dióxido de carbono y agua;
ya que son las sustancias representativas para la caracterización del crudo carga y diésel. Sin
embargo, por la lógica de operación del simulador se trabaja con pseudocomponentes,
generados en la herramienta “Oil Manager”.
La elección del paquete termodinámico se realizó al aplicar el árbol de decisión del anexo
A. De este análisis se tiene como resultado que el paquete de Peng – Robinson es el correcto
para toda la simulación. Este paquete es adecuado para trabajar con gas, petróleo y
aplicaciones petroquímicas. Además, las condiciones de operación de presión y temperatura
no salen del alcance de la ecuación de estado.
43
Se escoge, en la herramienta “Fluid Package”, el paquete nombrado con anterioridad.
2.9.2. Caracterizaciones de crudo carga y diésel en el simulador.
Se realiza en la herramienta “Oil Manager” compuesta de las herramientas: “Input Assay”
(ingreso del ensayo, referente a los datos obtenidos en los ensayos técnicos y reportes de los
laboratorios certificados y de refinería) y “Output Blend” (cortes). En “Input Assay”, sólo
se definen las propiedades masivas de los hidrocarburos (“Bulk Properties”): curva de
destilación, densidad estándar API, factor de caracterización Kuop o peso molecular y dos
viscosidades cinéticas a diferentes temperaturas.
Figura 15. Herramienta Output Blend adaptado de Aspen HYSYS.
Estos datos se encuentran en las tablas 15, 16 y 17 para el crudo carga y diésel,
respectivamente. Luego, en “Output blend”, se definen los rangos de temperatura y el
número de cortes correspondientes a cada rango; esto define el número de componentes
hipotéticos para cada caracterización de un crudo o de una fracción de petróleo. Hecho esto,
se procede a instalar el crudo carga y el diésel en la simulación.
Al ingresar a la simulación, por medio de la pestaña “Simulation”, aparece instalada la
corriente de crudo carga y diésel, según corresponda.
2.9.3. Balance energético de los fluidos.
El crudo carga y diésel ingresan al intercambiador IC-CC/D, como corrientes caracterizadas,
a fin de evaluar al desempeño térmico del intercambiador de calor con las condiciones de
operación (como valores promedio de temperaturas, presiones, flujos volumétricos) que se
presentan en las tablas 9, 10, 11 y 12.
44
En esta instancia, el programa genera propiedades similares a las que se ingresan al
simulador, para calcular los valores de las temperaturas de salida y cuantificar el flujo de
calor que se intercambia entre las corrientes. También se estiman las propiedades tanto
fisicoquímicas como térmicas de los fluidos, a las temperaturas terminales del equipo.
Estos parámetros generados en la simulación son: densidad, capacidad calórica, viscosidad
y conductividad térmica.
Figura 16. Interfaz del intercambiador de calor adaptado de Aspen HYSYS.
La caracterización y simulación de los flujos utilizados en este diseño, nos ayudan a entender
el comportamiento del fluido para trabajarlo.
2.10. Resultados de la simulación para el calentamiento del crudo.
De la simulación del calentamiento, se determinan las propiedades tanto fisicoquímicas
como térmicas a las temperaturas medias de entrada y salida de los fluidos, que son
necesarias para el diseño térmico del intercambiador de tubos y carcasa. El anexo F presenta
los valores del reporte de los resultados del intercambio térmico entre las corrientes de crudo
carga y diésel, determinados en el programa.
Las tablas 21, 22 y 23, presentan las condiciones de partida para el diseño térmico del
intercambiador IC-CC/D, que se muestran a continuación:
45
Tabla 20. Datos de proceso para el intercambiador IC-CC/D.
Ubicación CARCASA TUBOS
Fluido Diésel (fluido
caliente)
Crudo Carga
(fluido frio)
Parámetro Símbolo Unidad Valor
Flujo másico mc / mt kg/s 0.3386 1.4519
Temperatura,
(Entrada/Salida) T1 /T2 / t1 / t2 °C 198.6 77.8 29.9 61
Presión de operación
absoluta,
(Entrada/Salida)
P1 / P2 / p1 /
p2 Pa 543846 508846 782339 722339
Fracción de Vapor X1 / X2 - 0 0
Factor de
ensuciamiento Rfc / Rft m2. °C/W 3.5*10-4 5.3*10-4
Los datos de presión de salida, se obtuvieron utilizando las caídas de presión recomendadas,
por lo tanto, los resultados referentes a la caída de presión, se presentarán después de los
cálculos de diseño, tomando en cuenta la longitud a escogerse en el intercambiador con
referencia en la tabla 20.
Tabla 21. Temperatura media de los fluidos del intercambiador IC-CC/D.
Ubicación CARCASA TUBOS
Fluido Diésel (fluido
caliente)
Crudo Carga
(fluido frio)
Intercambiador Parámetro Símbolo Unidad Valor
IC-CC/D Temperatura
media de fluidos T / t °C 138.2 45.4
Tabla 22. Propiedades a las temperaturas medias de los fluidos del intercambiador
IC-CC/D.
Ubicación CARCASA TUBOS
Fluido Diésel (fluido
caliente)
Crudo Carga
(fluido frio)
Parámetro Símbolo Unidad Valor
Densidad ρc / ρt kg/m3 761.3 855.50
Capacidad calórica Cpc / Cpt J/kg.°C 2333 2117
Viscosidad μc / μt Pa.s 0.00104 0.0087
Conductividad térmica de fluidos kc / kt W/m.°C 0.10825 0.1211
C: condición operacional o propiedad para el fluido que va por el lado de la carcasa
t: condición operacional o propiedad para el fluido que va por el lado de los tubos
(De aquí en adelante)
46
2.11. Elección de los métodos de diseño.
Para la realización de este trabajo, se utilizó el método de DMLT para el diseño del
intercambiador de coraza y tubos, ya que, resulta práctico cuando se desea calcular las
temperaturas de salida suponiendo el factor de corrección F igual a 0.9, conociendo las
temperaturas de entrada de los fluidos caliente y frío y el caudal másico de ambos flujos,
recurriendo a iteraciones para encontrar estos valores de salida, así como, su
dimensionamiento (área y longitud de transferencia).
El método de Kern se utilizó para cuantificar el coeficiente de transferencia de calor y caída
de presión del lado de la coraza, ya que su implementación para realizar cálculos
preliminares de diseño es sencilla, suficientemente precisa y donde la incertidumbre en otros
parámetros de diseño, no respalda el uso de un método más riguroso.
2.12. Criterios para el Diseño Térmico del Intercambiador.
El diseño térmico de un intercambiador de calor consiste en determinar los coeficientes de
transferencia de calor, la relación de las temperaturas a la entrada y a la salida, y el área de
transferencia de calor; mediante el análisis de las características tanto geométricas como de
dimensionamiento del equipo para cumplir con los requerimientos de transferencia de
energía y pérdidas de carga permisibles en el proceso.
En el anexo G se presenta la estructura lógica utilizada para el proceso de diseño del
intercambiador de calor.
Para los cálculos, mientras no se indique lo contrario, las propiedades fisicoquímicas y
térmicas de los fluidos son evaluadas a la temperatura media, entre las temperaturas
terminales tanto en carcasa como en tubos.
2.12.1. Hipótesis de mezclado transversal.
Cuando dos fluidos circulan intercambiando calor en contracorriente o en corrientes
paralelas, el calor intercambiado puede calcularse por medio de la ecuación (9): [53]
Q=U*A*DMLT (10)
Donde:
Q = calor intercambiado por unidad de tiempo, (W)
A = área de transferencia de calor, (m2)
47
U = coeficiente global de transferencia de calor, (W/m2.°C)
DMLT = Diferencia media logarítmica de temperaturas, (°C)
También se puede admitir que la evolución de cada fluido en el equipo puede representarse
por los diagramas indicados en la figura 8, y entonces es válido utilizar la diferencia media
logarítmica de temperaturas para calcular el calor transferido en un intercambiador de calor
a contracorriente y luego modificar este valor utilizando un factor de corrección. [54]
Figura 17. Flujo en paralelo y Flujo en contracorriente.
La ecuación 11 utiliza las condiciones terminales del intercambiador para el cálculo de la
diferencia media logarítmica de temperaturas, DMLT, así: [55]
DMLT=DTG-DTP
ln (DTGDTP)
(11)
Donde:
DTG= Diferencia terminal de temperaturas grande, (T1 − t2) (°C)
DTP= Diferencia terminal de temperaturas pequeña, (T2 − t1) (°C)
2.12.2. Factor de corrección del DMLT para otras disposiciones.
En la mayoría de los intercambiadores con más de un paso en los tubos, se efectúan cambios
en la dirección de las corrientes a medida que el patrón de flujo fluye a través de la sección
transversal del equipo, por lo que una temperatura media única es poco probable, debido a
los complejos perfiles de temperatura que se forman. Por esta razón, será necesario aplicar
un factor de corrección, F, para obtener la diferencia media de temperaturas apropiada,
expuesto en la ecuación (12):
48
DMTC=DMLT*F (12)
Donde:
DMTC = Diferencia media de temperaturas corregida, (°C)
F = Factor de corrección del DMLT
Las ecuaciones utilizadas para calcular F se basan en los supuestos adoptados en el método,
pero se asumirá F=0.9 para determinar las temperaturas de salida de los fluidos y así cumplir
con las condiciones de operación.
Con el valor F definido por la ecuación (13), y que está en función de dos parámetros
adimensionales descritos por las ecuaciones (14) y (15), se realizarán iteraciones hasta
ajustar el valor F asumido con verificación del calor transferido, mediante el balance
energético y con la ecuación de diseño. [56]
𝐹 =√𝑅2 + 1 ln (
1 − 𝑃1 − 𝑃𝑅)
(𝑅 − 1) ln [2 − 𝑃(𝑅 + 1 − √𝑅2 + 1
2 − 𝑃(𝑅 + 1 + √𝑅2 + 1]
(13)
R=T1-T2
t2-t1 (14)
P=t2-t1
T1-t1 (15)
Donde:
R = Relación de tasa de capacidad calorífica.
P = Eficiencia de temperatura del intercambiador.
T1 = temperatura de entrada del fluido caliente, (°C)
T2 = temperatura de salida del fluido caliente, (°C)
t1 = temperatura de entrada del fluido frio, (°C)
t2 = temperatura de salida del fluido frio, (°C)
Este método toma en cuenta los supuestos mencionados en el literal 1.4.4., debido a su
implementación para la propuesta del diseño.
49
2.12.3. Consideraciones básicas en el diseño térmico de un intercambiador.
Los caudales de las corrientes tanto caliente como fría, sus temperaturas terminales y las
propiedades del fluido son las entradas principales al diseño térmico del intercambiador IC-
CC/D.
Veremos brevemente cuales son los factores que condicionan la elección de cada uno de los
parámetros de diseño.
2.12.3.1. Ubicación de los fluidos en el equipo.
Por lo explicado en el numeral 2.7., la decisión común es la de enviar por los tubos al fluido
que sea más ensuciante, corrosivo y de mayor presión. La razón es que resulta más sencillo
limpiar un tubo por dentro que por fuera con posibilidad de construir la carcasa con un
material de menor calidad. Los cabezales y boquillas del intercambiador requerirán de una
construcción más robusta; esto es más barato que reforzar la carcasa, si la decisión fuese de
enviar al fluido de mayor presión por el lado exterior de los tubos. El material de los tubos
debe resistir a la presencia de ambos fluidos. [57]
Por lo tanto: Crudo Carga – lado de los tubos y Diésel – lado de la coraza.
2.12.3.2. Tipo de intercambiador.
Se escogieron dos configuraciones de intercambiadores de calor, de tubo y carcasa por lo
mencionado en los numerales 1.3.2 al 1.3.9. De acuerdo con estos criterios, las
configuraciones seleccionadas son las del tipo TEMA AES y AEL.
2.12.3.3. Diámetro, espesor, longitud, arreglo y separación de los tubos.
Los diámetros estandarizados de tubos son de 19.05 mm y de 25.40 mm, y su espesor se
mide en unidades de calibre de alambre Birmingham, BWG. En el anexo H se muestran las
dimensiones de tubos según el estándar BWG.
Para servicio de hidrocarburos líquidos que no ensucian, se recomiendan tubos de 19.05 mm-
14 BWG, mientras que, los tubos de 25.40-14BWG se deben usar para fluidos
contaminadores (sucios). [58]
La consideración de fabricar intercambiadores tan largos como sea posible, se debe a que,
mientras más largo es el paquete de tubos, su diámetro disminuye para la misma área de
transferencia, produciendo un ahorro considerable en: bridas de la carcasa, mano de obra
50
(porque se taladran menos agujeros en la hoja de tubos), costo de la hoja de tubos (porque
presenta menor espesor). [59]
Por requerimiento de Refinería Lago Agrio, la longitud de los tubos debe estar en el rango
de 3 - 5 m, por lo tanto, se utilizaron las longitudes de 3.05, 3.66 y 4.88 m, que son las
comúnmente usadas y cumplen con la especificación.
La relación L/D de la coraza se mantiene entre 6 y 15 para optimizar la caída de presión del
lado del tubo (longitud del tubo) y evitar problemas mecánicos. [60]
En cuanto a los arreglos de tubos, la disposición cuadrangular permite la limpieza del lado
exterior de los tubos en forma mecánica, cosa que no ocurre con los arreglos triangulares.
Las disposiciones triangulares permiten colocar una mayor cantidad de tubos en un cierto
diámetro de carcasa que una disposición en cuadro con la misma separación entre tubos,
obteniéndose coeficientes de transferencia algo mayores. Los arreglos de tubos se ilustran
en la figura 17. [61]
Figura 18. Diferentes arreglos de tubos.
La separación mínima entre centros de tubos (Pitch) deberá ser 1,25 veces más grande que
el diámetro exterior del tubo. El anexo I presenta las dimensiones de tubos según la
disposición Pitch.
51
2.12.3.4. Tipo y separación de deflectores.
El tipo de deflector más utilizado es el de 25% de segmentación. Su separación permite
modificar la velocidad del fluido en la carcasa. Cuanto más juntos se encuentren, mayor será
la velocidad del fluido y mayor su coeficiente de transferencia y perdida de carga.
Nuevamente el problema es lograr un correcto balance entre ambos factores. Las normas
TEMA fijan una separación entre los deflectores de 0.2 y 1.0 diámetros de la carcasa o una
separación mínima de 101.6 mm (4 plg), no debiendo nunca utilizarse una separación de
50,8 mm (2 plg). Los deflectores cumplen también la misión de impedir la flexión de los
tubos. [62]
2.12.4. Coeficiente de transferencia de calor en los tubos.
Los coeficientes peliculares para el fluido que circula por dentro de los tubos de un
intercambiador de calor se obtienen por medio de las relaciones comúnmente utilizadas para
flujo en el interior de conductos. Se define un número de Reynolds en la ecuación (16),
como:
Ret=Di*Gt
μt (16)
Gt=mt
at (17)
at=N*π*Di
2
4*n (18)
Donde:
Ret = número de Reynolds del fluido en los tubos
Gt = velocidad másica de flujo, (kg/m2.s)
μt = viscosidad del fluido en los tubos, (Pa.s)
mt = caudal másico en los tubos, (kg/s)
at = área de flujo en los tubos, (m2)
N = número de tubos
n = número de pasos en los tubos
En función del número de Reynolds se correlacionan los resultados de la siguiente forma:
52
Para la zona de flujo laminar (Ret < 2100), según Sieder y Tate:
hi*Di
kt=1.86 (Ret*Prt*
Di
L)
13⁄
(μt
μp)
0.14
(19)
Prt=Cpt*μt
kt (20)
Donde:
kt = conductividad térmica del fluido en los tubos, (W/m.°C)
Prt = número de Prandtl en los tubos
L = longitud del tubo, (m)
μp = viscosidad del fluido a la temperatura de la pared del tubo, (Pa.s)
Cpt = calor específico del fluido en los tubos, (J/kg.°C)
Para intercambiadores con más de un paso en los tubos, L sigue siendo la longitud de un
tubo y no la longitud total del recorrido.
Para la zona de flujo turbulento (Ret > 10000), la correlación es:
hi*Di
kt=0.023*Ret
0.8*Prt1
3⁄ (μt
μp)
0.14
(21)
La zona de transición (2100 < Ret < 10000), corresponde a condiciones de flujo totalmente
inestables y no resulta posible correlacionar los datos experimentales, con aceptable
precisión. Se aconseja no trabajar en esta zona.
2.12.5. Pérdida de carga en los tubos.
La caída de presión para fluidos que circulan por el lado de los tubos de un intercambiador
puede considerarse como la suma de dos efectos: la pérdida de carga en los tubos y la pérdida
de carga producida por los cambios de dirección en los cabezales.
La ecuación (22) presenta la pérdida de carga en los tubos para estos efectos, con un flujo
que no será isotérmico y que normalmente solo considera un cambio en la viscosidad:
∆Pt=2*n ∗Gt
2
ρt[L ∗ ft
Di(
μt
μp)
- a
+ 1] (22)
Donde:
ΔPt = caída de presión en los tubos, (Pa)
53
ft = factor de fricción en los tubos
ρt = densidad del fluido en los tubos, (kg/m3)
La ecuación de Drew, Koo y Mc Adams presenta los factores de fricción que se obtienen
para tubos lisos según su régimen de flujo.
Para régimen laminar (Ret < 2100):
a= 0,25; ft= 16
Re (23)
Para la zona turbulenta (Ret > 2100):
a= 0.14;
ft= 0.0014+0.125*Re-0.32 (24)
2.12.6. Coeficiente de transferencia de calor y caída de presión del lado de la carcasa por
el método Kern.
El cálculo de los coeficientes de transferencia de calor y caída de presión del lado de la
carcasa es bastante más complejo que el correspondiente al lado de los tubos.
El método de Kern no toma en cuenta los flujos de derivación y fugas en la carcasa, por lo
que, la predicción en caídas de presión es menos satisfactoria, pero es simple de aplicar y lo
suficientemente preciso para los cálculos preliminares de diseño. [63]
2.12.6.1. Coeficiente de transferencia de calor en la carcasa.
En el espacio comprendido entre dos deflectores de un intercambiador, la dirección del flujo
es normal al eje de los mismos. Kern considera un área de flujo en correspondencia con la
hilera hipotética de tubos que pasa por el centro de la carcasa, esto se define en la ecuación
(25).
ac=Dc*c*B
Pt (25)
Donde:
ac = área de flujo en la carcasa, (m2)
Dc = diámetro interno de la carcasa, (m)
c = distancia libre entre tubos, (m)
54
B = separación entre deflectores, (m)
Pt = separación entre centros de tubos, pitch, (m)
Entonces puede definirse una velocidad másica para el fluido de la carcasa, según la ecuación
(26).
Gc=mc
ac (26)
Donde:
Gc = velocidad másica de flujo en carcasa, (kg/m2.s)
mc = caudal másico en la carcasa, (kg/s)
Para completar la definición del número de Reynolds, Kern utiliza un diámetro equivalente
para la carcasa y se define como si el flujo fuera en la dirección paralela al eje de los tubos.
Para arreglos de tubos en forma triangular y cuadrangular, su cálculo se lo hace por medio
de la ecuación (27) y (28) respectivamente.
De△=
4 (√3 ∗ Pt
2
4 −𝜋 ∗ Do
2
8 )
π*Do
2
(27)
De□=
4 (Pt2 −
𝜋Do2
4 )
π*Do (28)
Donde:
De△ = diámetro equivalente de carcasa, (m)
De□ = diámetro equivalente de carcasa, (m)
De este modo de define un número de Reynolds para la carcasa como:
Rec=De*G𝑐
μc (29)
Donde:
Rec = número de Reynolds del fluido en la carcasa
μc = viscosidad del fluido en la carcasa, (Pa.s)
55
La correlación sugerida por Kern para el cálculo del coeficiente de transferencia de calor por
carcasa, con deflectores segmentados del 25%, se presenta en la ecuación (30).
ho*De
kc=0.36*Rec
0.55*Prc
13⁄
(μc
μp)
0.14
(30)
Siendo su rango de validez: 2000 < Rec < 106 y Prc > 0.7.
Prc=Cpc*μc
kc (31)
Donde:
kc = conductividad térmica del fluido en la carcasa, (W/m.°K)
Prc = número de Prandtl del fluido en la carcasa
Cpc = calor específico del fluido en la carcasa, (J/kg.°C)
Si el número de Reynolds es inferior, se puede emplear la expresión de Donohue aplicada
para el método Kern y válida para: 10 < Rec < 5000 y Prc ≥ 0.7. [64]
ho*De
kc= 0.25*Rec
0.6*Prc
13⁄
(μc
μp)
0.14
(32)
2.12.6.2. Pérdida de carga en la carcasa.
Según Kern, la caída de presión en la carcasa es proporcional al número de veces que el
fluido cruza el haz de tubos entre los deflectores y a la distancia a través del haz cada vez
que lo cruza, esta distancia está representada por el diámetro de la carcasa. La caída de
presión queda determinada por la ecuación (33).
∆Pc = fc (L
B) (
Dc
De) (
Gc2
2 ∗ ρc) (
μp
μc)
0.14
(33)
Donde:
ΔPc = caída de presión en la carcasa, (Pa)
fc = factor de fricción en la carcasa
ρc = densidad del fluido en la carcasa, (kg/m3)
B = separación entre deflectores
56
Mavridou et al. y Hayati sugieren que el factor de fricción para el lado de la carcasa puede
obtenerse utilizando la siguiente aproximación, bajo la condición: [65]
400 < Rec < 106
fc = e[0.576 − 0.19∗Ln(Rec)] (34)
2.12.7. Cálculo de la temperatura de la pared del tubo.
Se plantea un balance de calor a ambos lados de la pared del tubo. Si el fluido de la carcasa
es el caliente se utiliza la ecuación (35), y si el fluido caliente es el de los tubos se utiliza la
ecuación (36):
hio(Tp-t)=ho(T-Tp) (35)
hio(T-Tp)=ho(Tp-t) (36)
hio = hi (Di
Do) (37)
Donde:
hio = coeficiente pelicular del fluido del tubo referido al área externa, (W/m2. °C)
T = temperatura media aritmética del fluido caliente, (°C)
t = temperatura media aritmética del fluido frio, (°C)
Tp = temperatura de la pared, (°C)
De las ecuaciones anteriores se puede despejar el valor de Tp, con esta temperatura se puede
evaluar μp y kp. Se puede iterar varias veces para hallar Tp, pero por lo general las variaciones
serán despreciables y es suficiente con una sola iteración. [66]
2.12.8. Coeficiente global de transferencia de calor U.
El coeficiente global de transferencia de calor en un intercambiador tubular, se cuantifica a
partir de los coeficientes individuales, los factores de ensuciamiento de cada uno de los
fluidos y la conductividad térmica del material debido a los tubos; como se indica en la
ecuación (38): [67]
57
U= [Do
hi*Di+ (
Do
Di) *Rft+
Do*ln (Do
Di)
2kP+Rfc+
1
ho]
-1
(38)
Donde:
ho = coeficiente individual externo, (W/m2.°C)
hi = coeficiente individual interno, (W/m2.°C)
Rfc = Factor de ensuciamiento en la carcasa, (m2.°C/W)
Rft = Factor de ensuciamiento en los tubos, (m2.°C/W)
kP = conductividad térmica del material de la pared del tubo, (W/m. °C)
Do = diámetro externo del tubo, (m)
Di = diámetro interno del tubo, (m)
2.12.9. Área total de transferencia de calor.
A partir de la ecuación de diseño (10), se puede determinar el área de transferencia total de
calor que requiere un intercambiador tubular, teniendo en cuenta la carga energética a
transferirse, su coeficiente de transmisión global y la diferencia media de temperatura
corregida.
A=Q
U*DMTC (39)
Una vez detalladas las consideraciones básicas y los criterios de diseño, el anexo J muestra
el algoritmo de cálculo utilizado en el diseño térmico del intercambiador IC-CC/D, para su
aceptación.
58
3. CÁLCULOS Y RESULTADOS
3.1. Cálculos por el método de Kern para el diseño térmico del intercambiador crudo
carga –diésel.
En referencia a los numerales 2.12.3.3 y 2.12.3.4, se escogieron las especificaciones iniciales
(geométricas) para realizar el cálculo de este diseño. Estos datos son necesarios para aplicar
el método de Kern; calcular coeficientes de transferencia de calor y caídas de presión tanto
en el lado de los tubos como en el lado de la carcasa.
Restricciones geométricas. En la siguiente tabla, se muestran las restricciones geométricas:
Tabla 23. Restricciones geométricas para el diseño térmico del intercambiador
IC-CC/D.
Ubicación CARCASA TUBOS
Fluido Diésel (fluido
caliente)
Crudo Carga
(fluido frio)
Parámetro Símbolo Unidad Valor
Diámetro interno Di m - 0,0212
Diámetro externo Do m - 0,0254
Espesor de tubos BWG 14 BWG m - 0.0021
Número de pasos n - 1 6
Longitud de tubos L m - 3 - 5
Relación longitud de los tubos –
diámetro de carcasa L/D - 6 - 15
Distancia libre entre tubos c m - 0,00635
Distancia entre centros de tubos
(pitch) Pt m - 0,03175
Arreglo de los tubos - - - 30°- 90°
Tipo de deflector - - Segmento
simple -
Corte del deflector BC % 25 -
Separación entre deflectores B m 0.1016
El cálculo modelo corresponde al intercambiador de calor IC-CC/D del tipo TEMA de
configuración AES; disposición 1 – 6 pasos y arreglo cuadrangular (90°) en los tubos.
59
Este modelo sirve de referencia para entender los cálculos de diseños realizados en Microsoft
Excel (hoja de cálculo) de los tipos TEMA: AEL, AES; con sus propiedades a las
temperaturas promedio.
3.1.1. Cálculo del calor transferido.
El cálculo se hizo con respecto al diésel, utilizando la ecuación del balance energético simple
para calor sensible, presentada a continuación:
Q =mc*Cpc*(T1 − T2) (40)
Q = 0.3386 ∗ 2333 ∗ (198.6 − 77.8)
Q = 95453.2 W
3.1.2. Cálculo de la diferencia media logarítmica de temperaturas.
Se utiliza la ecuación (11), para determinar el DMLT como sigue:
DMLT=DTG-DTP
lnDTGDTP
= (T1 − t2) − (T2 − t1)
lnT1 − t2
T2 − t1
DMLT=(198.6 − 61) − (77.8 − 29.9)
ln198.6 − 6177.8 − 29.9
DMLT=85.01 °C
3.1.3. Cálculo de la diferencia media de temperaturas corregida.
Se calculan los parámetros R y P mediante las ecuaciones (14) y (15), para comprobar el
valor de Ft=0.9 asumido con la ecuación (13):
R=T1-T2
t2-t1=
198.6 − 77.9
61 − 29.89
R=3.89
P=t2-t1
T1-t1=
61 − 29.9
198.6 − 29.9
60
P=0.18
F =√𝑅2 + 1 ln (
1 − 𝑃1 − 𝑃𝑅)
(𝑅 − 1) ln [2 − 𝑃(𝑅 + 1 − √𝑅2 + 1
2 − 𝑃(𝑅 + 1 + √𝑅2 + 1]
F =√3.892 + 1 ∗ ln [
1 − 0.181 − (0.18 ∗ 3.89)
]
(3.89 − 1) ln [2 − 0.18(3.89 + 1 − √3.892 + 1
2 − 0.18(3.89 + 1 + √3.892 + 1]
Ft≅ 0,9002
La diferencia media de temperaturas corregida se hace con la ecuación (12):
DMTC=DMLT*Ft= 85.01*0,9
DMTC=76.52 °C
3.1.4. Cálculo del área de transferencia de calor requerido.
Con la ecuación (38), se determina el área de transferencia de calor requerido para la potencia
calórica calculada y con suposición de un coeficiente global característico al sistema crudo
carga – diésel. El anexo K nos presenta valores de coeficientes globales (U) típicos para
diferentes sistemas de fluidos.
Los cálculos se realizan con el valor del coeficiente global de transferencia de calor asumido
para la última iteración del método DMLT, esto se hace para mejor la presentación y agilitar
el cálculo de diseño. Este valor es: 60.27 W/m2°C.
A =Q
U*DMTC=
95453.2
60.27 ∗ 76.52
A = 20.7 m2
3.1.4.1. Cálculo del número de tubos.
Con el área de transferencia de la superficie externa, el cálculo del número de tubos se
expresa de la siguiente manera:
N =A
π*Do*L (41)
61
N =A
π*Do*L=
20.7
π*0.0254*4.88
N = 53.2 ≈ 54 Tubos
De las tablas para el conteo de tubos presentadas en los anexos L y M, se determina el
diámetro de la carcasa, con el conteo de tubos según especificaciones geométricas
estandarizadas. En este caso, en la tabla de conteo para tubos de 0.0254 m (1 in) con
disposición cuadrangular de 1.25Do (Pitch), seis pasos en los tubos y un cabezal trasero tipo
TEMA S; el diámetro de carcasa es 0.3873 m (15.25 in) para un arreglo de 64 Tubos.
3.1.5. Estimación del coeficiente de transferencia de calor del lado del tubo.
El área total de flujo en los tubos, se expresa de la siguiente forma utilizando la ecuación
(15):
at=N*π*Di
2
4*n=
64 ∗ π ∗ 0.02122
4 ∗ 6
at= 0.0038 m2
3.1.5.1. Cálculo de la velocidad másica de flujo.
Se realiza con la ecuación (17):
Gt=mt
at
=1.4519
0.0038
Gt= 385.6 kg/m2.s
3.1.5.2. Cálculo de la velocidad del fluido.
Se calcula con la ecuación (42), como sigue:
vt =Gt
ρt
(42)
vt =385.6
855.5
vt = 0.451 m/s
3.1.5.3. Cálculo del número de Reynolds.
A través de la ecuación (15):
62
Ret=Di*Gt
μt
=0.0212 ∗ 385.6
0.0087
Ret= 938.5 “Flujo Laminar”
3.1.5.4. Cálculo del número de Prandtl.
A partir de la ecuación (20):
Prt=Cp
t*μ
t
kt
=2117 ∗ 0.0087
0.1211
Prt= 152.3
Como el flujo en los tubos es laminar, se utiliza la ecuación (19) para calcular el coeficiente
de transferencia individual en el lado de los tubos con la suposición μt = μp, por
desconocimiento de la temperatura en la pared del tubo. El cálculo es:
h'i=1.86 (kt
Di) (Re*Pr*
Di
L)
13⁄
(μt
μp)
0.14
h'i=1.86 (0.1211
0.0212) (938.5 ∗ 152.3 ∗
0.0212
4.88)
0.33
h'i= 90.64 W/m2.°C
3.1.6. Estimación del coeficiente de transmisión de calor del lado de la carcasa.
3.1.6.1. Cálculo del área de flujo.
Se realiza con la ecuación (25), donde B es la separación mínima entre deflectores y equivale
a 0.1016 m (4 plg), como sigue:
ac =Dc ∗ c ∗ B
Pt=
0.3873 ∗ 0.00635 ∗ 0,1016
0.0317
𝑎𝑐= 0.0079 m2
3.1.6.2. Cálculo de la velocidad másica de flujo.
Se realiza con la ecuación (26):
Gc=mc
ac
=0.3386
0.0079 kg/m2. s
G𝑐=43.02 kg/m2.s
63
3.1.6.3. Cálculo de la velocidad del fluido.
Se calcula con la ecuación (43):
vc =Gc
ρc (43)
vc =43.02
761.3
vc = 0.056 m/s
3.1.6.4. Cálculo del diámetro equivalente para la carcasa.
Para arreglos de tubos en forma cuadrangular (90°), se hace con la ecuación (28):
De=De□=
4 (Pt2 −
𝜋Do2
4 )
π*Do=
4 (0.03172 −𝜋*0.0254
2
4 )
π*0.0254
De= 0.0251 m
3.1.6.5. Cálculo del número de Reynolds.
A través de la ecuación (29):
Rec=De*G𝑐
μc
=0.0251 ∗ 43.02
0.00104
Rec=1044 “Flujo Laminar”
3.1.6.6. Cálculo del número de Prandtl.
A partir de la ecuación (31):
Prc=Cp
c*μ
c
kc
=2333 ∗ 0.00104
0.1082
Prc= 22.32
Se obtiene el coeficiente de transmisión de calor en la carcasa utilizando la ecuación (32)
que es para un valor de Reynolds inferior a 2000, haciendo la suposición μt
= μp, debido al
desconocimiento de la temperatura de la pared del tubo. El cálculo es:
h'o=0.25 (kc
De) Rec
0.6 ∗ Prc
13⁄
(μc
μp)
0.14
64
h'o=0.25 (0.1082
0.0251) 10440.6 ∗ 22.32
13⁄
h'o= 196.3 W/m2.°C
3.1.7. Cálculo de la temperatura de la pared del tubo.
Como el fluido de la carcasa es el caliente; entonces se utilizan las ecuaciones (35) y (37)
para el cálculo de la temperatura en pared. Los cálculos se realizan con los valores de los
coeficientes individuales corregidos tanto de los tubos como de la carcasa, para la última
iteración de la temperatura en la pared del tubo. Estos valores son: 114.75 y 195.31 W/m2°C,
respectivamente.
hio=114.75 (0.0212
0.0254)
hio= 95.77 W/m2.°C
TP=ho*T+hio*t
ho + hio
=195.31*138.2+95.77*45.43
195.31+95.77
Tp=107.67 °C
En la siguiente tabla se presentan las viscosidades y conductividad térmica del material del
tubo, a la temperatura en pared. Estos valores son obtenidos de la simulación del proceso
(ver anexo F) y regresión lineal con los datos de la tabla 18 (conductividad térmica del
material).
Tabla 24. Viscosidades y conductividad térmica del material del tubo a la
temperatura de la pared.
Ubicación CARCASA TUBOS
Fluido Diésel (fluido
caliente)
Crudo carga
(fluido frio)
Parámetro Símbolo Unidad Valor
Viscosidad a TP μp Pa.s 1.074*10-3 1.616*10-3
Conductividad térmica del acero
al carbón a TP kp W/m.°C - 50.5
65
3.1.8. Corrección de los coeficientes de transferencia de calor.
3.1.8.1. Corrección del coeficiente de calor por el lado de los tubos.
A partir de la ecuación (19) reducida:
hi=h'i (μt
μp)
0.14
=90.64 (0.00871
0.00162)
0.14
hi=114.75 W/m2.°C
3.1.8.2. Corrección del coeficiente de calor por el lado de la carcasa.
A partir de la ecuación (32) reducida:
ho=h'o (μc
μp)
0.14
=196.30 (0,00104
0.00107)
0.14
ho=195.31 W/m2°C
3.1.9. Cálculo de las caídas de presión.
3.1.9.1. Cálculo de la caída de presión en los tubos.
Se calcula el factor de fricción en los tubos por flujo laminar, a partir de la ecuación (23):
ft =16
Ret=
16
938.5
ft = 0.01705 y a = 0.25
Por tanto, la caída de presión en los tubos con flujo laminar, se calcula partir de la ecuación
(22):
∆Pt=2*n ∗Gt
2
ρt[L ∗ ft
Di(
μt
μp)
- a
+ 1]
∆Pt = 2*6 ∗385.62
855.5[4.88 ∗ 0.01705
0.0212(
0.00871
0.00162)
- 0.25
+ 1]
∆Pt= 7458 Pa
3.1.9.2. Cálculo de la caída de presión en la carcasa.
El cálculo del factor de fricción en la carcasa, para un número de Reynolds de carcasa
superior a 400, se realiza a partir de la ecuación (34):
66
fc = e[0.576 − 0.19∗Ln(Rec)]
fc = e[0.576 − 0.19∗Ln(1044)]
fc =0.4749
Por tanto, la caída de presión en la carcasa se calcula partir de la ecuación (33):
∆Pc = fc (L
B) (
Dc
De) (
Gc2
2 ∗ ρc) (
μp
μc
)
0.14
∆Pc = 0.4749 (4.88
0.1016) (
0.3873
0.0251) (
43.022
2 ∗ 761.3) (
0.001074
0.00104)
0.14
∆Pc = 429 Pa
3.1.10. Cálculo del coeficiente total de transferencia de calor.
Este cálculo se realiza por medio de la ecuación (38) y tabla 21 que contiene los factores de
ensuciamiento Rf , para verificar el valor del coeficiente global:
U= [Do
hi*Di+ (
Do
Di) *Rft+
Do*ln (Do
Di)
2kP+Rfc+
1
ho]
-1
U= [0.0254
114.75*0.0212+ (
0.0254
0.0212) *5.3*10-4+
0.0254*ln (0.02540.0212)
2*50.5+3.5*10-4+
1
195.31]
-1
U=60.27 W/m2.°C
3.1.11. Cálculo del área total de transferencia de calor.
Se calcula a partir de la ecuación (39) para verificar el valor del área de transferencia total y
comparar con el valor de área requerido, como se presenta a continuación:
AT = Q
U*DMTC
AT =95453.2
60.27*76.52
AT = 20.7 m2
67
3.2. Resultados del diseño térmico del intercambiador crudo carga –diésel con el
Método Kern para tres configuraciones.
Tabla 25. Resultados de los diseños térmicos propuestos del intercambiador IC-CC/D
con el Método Kern.
Tipo TEMA AES AEL AES
Configuración 1-6 1-6 1-6
Parámetro Unidad Valor
Dimensiones mm 387.3 x 4880 336.6 x 4880 387.3 x 3660
Relación Longitud tubos-
Diámetro carcasa - 12.6 14.5 9.45
Pitch mm 31.75 31.75 31.75
LADO INTERNO(TUBOS)
Diámetro externo mm 25.4 25.4 25.4
Área de flujo m2 0.0038 0.0033 0.0045
Velocidad m/s 0.451 0.515 0.379
Número de Reynolds - 938 1072 790
Arreglo - 90° □ 30° △ 30° △
Coeficiente pelicular W/m2°C 114.7 118.7 117.6
Caída de presión Pa 7458 8982 4959
LADO EXTERNO(CARCASA)
Número de deflectores - 47 47 35
Corte del deflector % 25 25 25
Área de flujo m2 0.0079 0.0068 0.0079
Velocidad m/s 0.056 0.065 0.056
Espacio entre deflectores mm 101.6 101.6 101.6
Número de Reynolds - 1044 878 763
Diámetro equivalente m 0.0251 0.0184 0.0184
Coeficiente pelicular W/m2°C 195.3 239 219.1
Caída de presión Pa 429 705 473
TOTAL
Calor Transferido W 95453 95453 95453
DMTC °C 76.5 76.5 76.5
Coeficiente global W/m2°C 60.3 65.3 63.3
Área de transferencia m2 20.7 19.1 19.7
Número de tubos - 64 56 76
68
3.3. Aceptación del diseño térmico.
Los valores U= 60.3 W/m2°C y AT= 20.7 m2 son similares a los valores previos asumido y
calculado en el numeral 3.1.2., esto se obtuvo mediante iteraciones en el cálculo de diseño
utilizando la herramienta Microsoft Excel, junto con los valores de caídas de presión
menores a los permisibles tanto en el lado de los tubos como en el lado de la carcasa
calculados en el numeral 3.1.9., y comparados con los valores de la tabla 21 referente a la
caída de presión en función de su longitud, por lo que el diseño térmico es aceptable con su
configuración geométrica especificada, obteniendo el coeficiente global de transmisión de
calor más alto aplicado en la menor área de transferencia para este tipo de configuración con
restricción de longitud (3-5 m).
También se hace uso de factores como: seguridad, facilidad de limpieza, expansión térmica
y toxicidad de los fluidos que son los de mayor relevancia para su selección y aceptación. El
anexo N nos presenta las comparaciones entre distintos intercambiadores del tipo carcasa y
tubos con relevancia en el factor limpieza.
Tabla 26. Aspectos de diseño Tipo TEMA para aceptación de las configuraciones
propuestas.
Aspectos de diseño Tipo TEMA AES AEL AES
90° □ 30° △ 30° △
Factores Aceptación
Limpieza mecánica, lado de los tubos SI SI SI
Limpieza mecánica, lado de la carcasa SI NO NO
Forma de lograr la expansión térmica SI NO SI
Haz desmontable SI NO SI
Tubos individualmente reemplazables SI SI SI
Seguridad SI SI SI
Aplicable para fluidos tóxicos SI NO SI
Por lo tanto, se escogió el diseño tipo TEMA de configuración AES: 387.3 x 4880 mm con
paquete removible y arreglo cuadrangular (90° □), como la mejor configuración propuesta
para el requerimiento de trabajo en Refinería Lago Agrio, a pesar de no ser el de menor área
con mayor coeficiente global de transferencia entre las tres geometrías, es el de mayor
aceptación en referencia a sus aspectos de selección, tipo de diseño y comparación. Esta
decisión se acepta porque la configuración propuesta, cuenta con facilidad de limpieza
mecánica para ambos lados de los tubos, siendo la mejor opción, cuando el equipo requiere
69
una inspección periódica de limpieza en el área de transferencia de calor, para reducir la
formación de incrustaciones o trabajar en su mantenimiento.
3.4. Cálculo estimado del ahorro de combustible en el horno.
Una vez seleccionada la configuración que satisface las condiciones de proceso con el flujo
de calor a transferirse, se realiza la proyección del ahorro promedio de combustible en el
horno, dada una futura construcción e implementación del intercambiador IC-CC/D, en
Refinería Lago Agrio. Se tiene una temperatura de salida aproximada de 60.9 °C en el
intercambiador IC-CC/D de crudo carga, que ingresará al intercambiador principal crudo
carga/crudo reducido (IC-CC/CR) para un segundo precalentamiento con el crudo reducido
caliente que sale como corriente de fondo de la torre. Se utilizaron las temperaturas
terminales de la corriente caliente para estimar el flujo de calor promedio que se transfiere,
y así, determinar la temperatura aproximada de entrada de crudo carga al horno. Las tablas
16, 28 y 29 contienen: la curva TBP (destilación al vacío), los datos de proceso y las
propiedades fisicoquímicas para caracterizar la corriente de crudo reducido en el simulador,
y determinar las propiedades faltantes como capacidad calorífica y densidad (ver anexo O).
En la tabla 27 se presenta el valor de la última iteración que se calculó, para la temperatura
de entrada del crudo carga al horno de proceso, tomado para estimar las propiedades
promedio de los fluidos, que se muestran a continuación.
Tabla 27. Datos de proceso y propiedades promedio para el intercambiador IC-
CC/CR.
Ubicación CARCASA TUBOS
Fluido
Crudo
Reducido
(fluido caliente)
Crudo Carga
(fluido frio)
Parámetro Símbolo Unidad Valor
Flujo másico mc / mt kg/s 0.8417 1.4519
Temperatura,
(Entrada/Salida) T1 /T2 / t1 / t2 °C 340.8 125.1 60.9 201
Presión de operación
absoluta,
(Entrada/Salida)
P1 / P2 / p1 /
p2 Pa 413700 358500 774400 746800
Temperatura media T / t °C 232.9 131
Densidad ρc / ρt kg/m3 99.97 796.5
Capacidad calórica Cpc / Cpt J/kg.°C 2723 2429
70
El dato de presión de salida de los fluidos es independiente del cálculo de las propiedades
térmicas promedio, por lo tanto, se utilizaron las caídas de presión recomendadas, tomando
en cuenta la longitud que presenta el intercambiador principal.
Tabla 28. Propiedades promedio de los ensayos para crudo reducido
REPORTE PROMEDIO: CRUDO REDUCIDO 2019
Parámetros unidades método DATO
API 60/60°F °API ASTM D4052-18a 16.7
Viscosidad 40°C cSt(mm2/s) ASTM D445-19 781.01
Viscosidad 140°C cSt(mm2/s) ASTM D445-19 9.59
Gravedad 60/60°F kg/m3 ASTM D4052-18a 954.4
Kuop - UOP375 11.06
Fuente: Informe de Ensayo de Crudo Reducido-2019, Laboratorio de Control Químico de
la Central Guangopolo – Unidad TERMOPICHINCHA – CELEC EP, Laboratorio
Técnico-Bloque 56, Petroamazonas EP.
3.4.1. Cálculo del flujo de calor transferido por la corriente de crudo reducido.
Utilizando la ecuación (41), se calcula el flujo de calor sensible que la corriente de crudo
reducido transfiere a la corriente de crudo carga en el intercambiador principal.
Q =mC*CpC*(T1 − T2)
Q =0.8417 ∗ 2723 ∗ (340.8 − 125.1)
Q = 494214 W
3.4.2. Cálculo de la temperatura de entrada del crudo carga al horno.
Con el calor calculado, se determina la temperatura aproximada de salida del crudo carga
del intercambiador IC-CC/CR que será la temperatura de entrada de esta corriente al horno.
El cálculo se deriva de la ecuación (41) como sigue:
Q =mt*Cpt*(t2 − t1)
t2 =Q
mt*Cpt+ t1
t2 = 494214
1.4519*2429+ 60.9
t2 = 201 °C
71
3.4.3. Cálculo del consumo de combustible en el horno.
La tabla 29, presentan los valores promedio de temperaturas de la corriente de crudo carga
en el horno del año 2018 y primer semestre de 2019, propiedades térmicas promedio
estimadas en el simulador (ver anexo O) y propiedades fisicoquímicas de los fluidos que
ingresan al horno, respectivamente; el crudo carga como corriente de proceso y la gasolina
como corriente de servicio que se utiliza como combustible para generar energía y calentar
el crudo convencional que ingresa a la columna atmosférica.
Herrera, A. (2018) proporciona los valores de las propiedades fisicoquímicas del
combustible utilizado para el horno de Refinería Lago Agrio. [68]
Tabla 29. Datos de proceso, propiedades térmicas medias y fisicoquímicas para
fluidos en el horno.
Ubicación CARCASA TUBOS
Fluido Gasolina
(combustible)
Crudo Carga
(fluido frio)
Parámetro Símbolo Unidad Valor
Flujo másico mc / mt kg/s 0.0346 1.4519
Poder calórico PC J/kg 46.73*106 -
Densidad ρc / ρt kg/m3 717.7 878.4
Nueva Condición (implementación del IC-CC/D)
Temperatura,
(Entrada/Salida) t1 / t2 °C 28 201 362.8
Presión de operación
absoluta,
(Entrada/Salida)
p1 / p2 Pa 413700 746800 103400
Temperatura media t °C - 281.9
Capacidad calórica Cpc / Cpt J/kg.°C - 2877
Condición Actual
Temperatura,
(Entrada/Salida) t1 / t2 °C 28 150.4 362.8
Presión de operación
absoluta,
(Entrada/Salida)
p1 / p2 Pa 413700 746800 103400
Temperatura media t °C - 256.6
Capacidad calórica Cpc / Cpt J/kg.°C - 2787
Con estos datos, se realiza el cálculo del consumo aproximado de combustible en el horno
de calentamiento, como se presenta a continuación.
72
3.4.3.1. Cálculo del consumo de combustible en el horno con la nueva condición
(implementación del IC-CC/D).
Qabsorbido =Qtransferido = mt*Cpt*(t2 − t1)= mGPC (44)
mG =mt*Cpt*(t2 − t1)
PC
mG =1.4519*2877*(362.8 − 201)
46730000
mG = 0.0145 kg/s
3.4.3.2. Cálculo del consumo de combustible en el horno con la condición actual.
Qabsorbido =Qtransferido = mt*Cpt*(t2 − t1)= mGPC
mG =mt*Cpt*(t2 − t1)
PC
mG =1.4519*2787*(362.8 − 150.4)
46730000
mG = 0.0184 kg/s
Para cuantificar el flujo de calor que el horno transfiere en el proceso de calentamiento, se
utiliza la ecuación de diseño (10) para equipos con transferencia de calor. El horno de
proceso en Refinería Lago Agrio tiene un área de 32.6 m2, coeficiente global con
incrustaciones de 57.36 W/m2°C, temperatura en la zona de convección de 670.9 °C y una
temperatura en la zona de radiación de 784.9 °C. [69]
Para el cálculo de la media logarítmica de temperatura utilizamos la ecuación (11), como
sigue:
Q=U*A*DMLT
DMLT=DTG-DTP
ln (DTGDTP)
= (Tc − t1) − (Tr − t2)
Ln Tc − t1
Tr − t2
Donde:
Tc = temperatura en la zona de convección del horno (℃)
Tr = temperatura de la zona de radiación del horno (℃)
73
t1 = temperatura de entrada de crudo (℃)
t2 = temperatura de salida de crudo (℃)
Se calcula el DMLT para la condición actual.
DMLT=(670.9 − 150.4) − (784.9 − 362.8)
Ln 670.9 − 150.4784.9 − 362.8
DMLT=469.6 °C
Q=57.36*32.6*469.6
Q=878007.3 W
Qdiseño =Qtransferido = U*A*DMLT=mGPC (45)
mG =878007.3
46730000
mG = 0.0188 kg/s
Realizado estos cálculos, se puede diferenciar la cantidad de combustible que se consume
con la propuesta de implementación del intercambiador IC-CC/D, como se muestra en la
tabla 30.
Tabla 30. Resultados del consumo aproximado de combustible en el horno y su
diferencia.
Condición de calentamiento Nueva Actual Actual con
incrustaciones
Parámetro Símbolo Unidad Valor Valor Valor
Diferencia media
logarítmica de temperatura DMLT °C - - 469.6
Flujo calórico Q W 675897.4 859375.7 878007.3
Flujo másico de gasolina mG kg/s 0.0145 0.0184 0.0188
Flujo volumétrico de
gasolina ��G BPD 10,95 13,93 14,23
Diferencia de flujo
volumétrico de gasolina
��G BPD
2.9732 Sin
incrustaciones
Con
incrustaciones 0.3019
Para transformar de kg/s a BPD (barriles por día), dividir para la densidad del fluido y
1.84*106.
74
La diferencia de flujo volumétrico de gasolina con incrustaciones no se toma en cuenta
porque esta cantidad de combustible no representa un ahorro para la nueva condición, debido
a que las resistencias presentes en los tubos del horno, minimizan la velocidad de flujo de
calor que se transfiere, por lo que se necesita mayor cantidad de combustible para alcanzar
el requerimiento de proceso.
3.4.4. Ahorro aproximado del consumo de combustible en el horno.
Con lo mencionado anteriormente, la futura construcción e implementación del
intercambiador IC-CC/D, hará que el horno de proceso consuma un promedio de 10.95 BPD
de gasolina base para cumplir con el requerimiento de operación, dando como resultado un
ahorro de combustible próximo a los 2.97 BPD (124.74 gal/día).
Se toma como referencia al valor promedio de la gasolina extra de uso industrial, que es
$2.11 dólares por galón, precio comercial del año 2019 (ARCH, 2019) y 360 días como
tiempo promedio de producción, debido a paras o mantenimiento de equipos. [69]
Este valor cifrado en cantidades monetarias se presenta a continuación:
CAHORRO=Precio(galón) ∗ ��G (46)
CAHORRO=2.11 dólares
gal∗
124.74gal
día∗
360 días
1 año
CAHORRO= 94752dólares
año
Por lo tanto, se tendría un costo aproximado de ahorro en combustible de $ 94752 dólares
por año, lo cual sería beneficioso para la reducción de costos en los procesos.
3.5. Simulaciones para el diseño térmico propuesto del intercambiador de calor de
carcasa y tubos IC-CC/D.
3.5.1. Consideraciones generales.
Para el diseño térmico y verificación de intercambiadores de calor de tubos y carcasa se
utiliza un simulador para intercambiadores de proceso.
En el menú “File”, se escoge la opción “Import” para importar, desde el archivo de la
simulación hecha en el software correspondiente, los datos de condiciones de proceso y
75
propiedades fisicoquímicas, de las corrientes que entran y salen del intercambiador de calor
IC-CC/D; tanto para el crudo carga como para el diésel.
Luego se procede a definir el problema (en la carpeta “Problem Definition”) a través de las
opciones: “Application Options” y “Process Data”
En la primera definimos el modo de cálculo (diseño o verificación) y la ubicación del fluido
caliente (tubos o carcasa); en la segunda, la resistencia de ensuciamiento para fluidos por
tubos y carcasa, porque los demás datos del proceso fueron ya importados de la
caracterización en el programa. Se ingresan los datos de la disposición escogida para realizar
el diseño en “Design mode”; para visualizar las posibles soluciones que se ajustan a nuestra
propuesta; y de estos resultados, descartar posibles errores en el dimensionamiento del
diseño con las restricciones impuestas previamente. A la solución de diseño escogida se le
hace una verificación (en “Rating mode”).
Si la relación de las áreas es mayor a uno implica que el calor definido puede ser transferido
por el intercambiador de calor.
El anexo P nos presenta algunas condiciones que deben cumplirse bajo las normas TEMA
aplicables al diseño térmico.
Con esto, se busca afinar el diseño térmico mediante la simulación del intercambiador en el
software especializado con aplicación de un método robusto para predecir los coeficientes
individuales, el coeficiente global de transferencia de calor, las caídas de presión para cada
lado y sus dimensiones, respectivamente.
El programa estima un costo preliminar a la propuesta de diseño escogida, esto nos dará una
idea del valor a invertirse en el equipo de transferencia que se desea diseñar y adquirir.
3.5.2. Restricciones.
La estructura del programa de diseño dependerá de los parámetros preliminares que se
ingresan y de la flexibilidad que el software tenga para adaptarse a restricciones particulares
de diseño.
Se utilizaron las restricciones propuestas en la tabla 24 para el cálculo mediante el método
Kern, así como los parámetros presentados en la tabla 26, que son los resultados para el tipo
y configuración del diseño térmico escogido. El programa utiliza los métodos Silver, Bell
76
como propuestas de cálculo más la base de datos que tiene el programa en investigación y
desarrollo de la industria de equipos para transferencia térmica.
3.5.3. Resultados de las simulaciones para el diseño térmico de intercambiadores de calor
de carcasa y tubos.
Tabla 31. Resultados del diseño térmico propuesto del intercambiador IC-CC/D en el
simulador especializado.
Tipo TEMA AES AES AES
Configuración 1-6 1-6 1-6
Diseño/Verificación en Aspen EDR Diseño Verificación 1 Verificación 2
Parámetro Unidad Valor
Dimensiones mm 387.3 x 4880 387.3 x 4880 336.6 x 4880
Relación Longitud tubos-
Diámetro carcasa - 12.6 12.6 14.5
Pitch mm 31.75 31.75 31.75
Relación Área: Act/Req - 1.37 1.34 1.01
LADO INTERNO(TUBOS)
Diámetro externo mm 25.4 25.4 25.4
Área de flujo m2 0.0036 0.0036 0.0026
Velocidad m/s 0.69 0.69 0.6
Número de Reynolds - 1750 1750 1531
Arreglo - 90° □ 90° □ 90° □
Coeficiente pelicular W/m2°C 117.6 116.9 121.2
Caída de presión Pa 10359 10410 14779
LADO EXTERNO(CARCASA)
Número de deflectores - 44 44 44
Corte del deflector % 13 26 27
Área de flujo m2 0.0079 0.0079 0,0079
Velocidad m/s 0.04 0.04 0,04
Espacio entre deflectores mm 101.6 101.6 101.6
Número de Reynolds - 1089 1062 1128
Diámetro equivalente m 0.0251 0.0251 0,0251
Coeficiente pelicular W/m2°C 216.8 202.5 228.5
Caída de presión Pa 1836 1806 1856
TOTAL
Calor Transferido W 95600 95600 95600
DMTC °C 78.4 78.4 78.5
Coeficiente global W/m2°C 70.7 68.9 73.2
Área: Actual/Requerida m2 23.7 17.25 23.7 17.7 16.8 16.6
Número de tubos - 62 62 44
Costo del Equipo $ 25316 25316 22590
77
Mediante los métodos de cálculo y la base de datos del simulador, se ha optimizado el diseño
preliminar aceptado para el intercambiador IC-CC/D, ahora con diámetro de carcasa y
número de tubos inferior al propuesto inicialmente. Este cambio se hace en base a la relación
área actual-área requerida, donde el área geométrica de la superficie externa de los tubos es
mayor o igual que el área de transferencia, esto quiere decir que se podrá transferir una
cantidad de calor mayor o igual que la necesaria para cumplir con los requerimientos de
proceso.
Los resultados de la verificación dos (tabla 31), muestran al diseño tipo TEMA de
configuración AES: 336.6 x 4880 mm como la mejor geometría en diseño de un
intercambiador de carcasa y tubos para el requerimiento en Refinería Lago Agrio, porque
cumple con las condiciones de proceso, las restricciones propuestas, sus aspectos de diseño
y con una relación de área igual a 1.01, esto le permitirá transferir el calor definido para
precalentar la corriente de crudo carga por el área requerida en el intercambiador. Los
anexos Q, R, S, T, U y V muestran los resultados obtenidos, tanto del diseño como la
verificación, así como los planos de dibujo proporcionados por el simulador.
3.5.4. Comparación del costo estimado del equipo con otro trabajo.
Intriago (2015) presenta el costo de fabricación de un intercambiador tipo TEMA de
configuración AEL cercano a los 19700 dólares, los mismos que al servir como un valor
comparativo en el mercado nacional, deben estar evaluados en un escenario actual; con tasa
de retorno del 9.33%, valor propuesto por el Banco Central del Ecuador para inversiones
públicas (BCE, 2019) y a un periodo de 5 años, obteniéndose el valor de 30700 dólares. Este
periodo de tiempo se hace en referencia a lo que lleva publicado el trabajo de Intriago y a la
versión del simulador de intercambiadores de proceso que estiman estos costos. El valor
estimado para el intercambiador tipo TEMA de configuración AES está sujeto al escenario
actual y a un factor de corrección por ubicación de 1.04 (Richardson, 2003), dando como
resultado 36720 dólares, monto que está en el rango de 30000-40000 dólares como
cotización de una empresa de aceros en el país.
78
4. DISCUSIÓN
La decisión de asumir a las corrientes de los fluidos como líquidos sin fracciones de
vapor, facilitan la caracterización para obtener sus propiedades y respetan las asunciones
del método de diseño que se presenta en los cálculos y selección de parámetros. Los
valores próximos a cero correspondientes a las fracciones de vapor para los fluidos de
intercambio, que son presentados en los resultados correspondientes al desempeño
térmico del intercambiador evaluado en el simulador comercial (ver anexo F),
fundamentan esta apreciación desde un punto de vista termodinámico. Se sabe que la
corriente de crudo carga trabaja con alta presión para ser transportado (113 psi, presión
de proceso aproximadamente) y que desde su recepción, éste se considera como
corriente enteramente líquida, en cambio, el diésel oil que se obtiene de la destilación
básica, se dirige a un despojador donde se retiran las trazas de vapor que no cumplen
con la especificación de densidad para este fluido, obteniéndose diésel líquido pero
caliente, acompañado de un valor de presión considerable (79 psi aproximadamente),
que nos permite despreciar la fracción de vapor que se pueda presentar.
La utilización del diésel de producción como corriente de calefacción para precalentar
una entrada de flujo de crudo carga (convencional) en procesos de refinación, es
acertada, porque muchas refinerías a nivel mundial, hacen uso de fluidos térmicos en
aplicaciones que requieren calor; generalmente para mejorar su transporte en tuberías,
o como en este caso, precalentar flujos de crudos que están destinados para
fraccionamiento en torres de destilación. La característica de fluido térmico para el
diésel obtenido como derivado en Refinería Lago Agrio, no está por debajo de las
especificaciones de un aceite térmico industrial, ya que esta corriente cumple con las
condiciones de proceso donde se requieren altas temperaturas, definiendo un flujo de
calor a transferirse por motivo de su calor sensible adoptado en la separación y bajas
viscosidades para permitir su fluidez, pero con la diferencia de que el fluido no es
reutilizado en el proceso como medio de calefacción, la idea fue recuperar el calor
(sensible) residual que se disipa en el ambiente por causa del aeroenfriador.
Una alternativa para caracterizar una o más corrientes de hidrocarburos, realizar sus
análisis y utilizarlas en alguna operación de intercambio de calor, es la aplicación de un
software especializado para la simulación del proceso. Ligado a la lógica del simulador,
éste define componentes hipotéticos que presentes en los líquidos hidrocarbonados,
79
permiten generar propiedades similares a las que se ingresan al simulador (bulk
properties). Esta predicción de propiedades nos da una idea más acertada de su
comportamiento, una mejor aceptación de resultados y garantiza su uso, considerando
que la obtención de propiedades térmicas como capacidad calorífica o conductividad
térmica en fluidos como el diésel y el crudo convencional, requieren de equipos
sofisticados o de engorrosos ensayos de laboratorio para su medición. Se entiende que
existe un mínimo de información que se ingresa al simulador. A menor información,
menos confiable es la predicción de propiedades, por lo que, en la medida de lo posible,
tener mayor información de las corrientes de trabajo, permite que la predicción del
simulador sea más exacta.
Uno de los mayores inconvenientes previo al diseño térmico, era la delimitación de
espacio con el que cuenta Refinería Lago Agrio. Se debía tender hacia un intercambiador
de longitud en un rango de 3 a 5 metros; por lo que, se emplearon las longitudes
estandarizadas con las que cuenta TEMA, así como su disposición y diámetros de tubo,
escogiéndose de todas las configuraciones posibles, solo tres: los tipos TEMA de
configuraciones AES (disposiciones 30° y 90°) y AEL (disposición 30°), con una
longitud de tubos de 4.88 m y diámetro de 2.54 cm-14 BGW en todos los modelos. El
criterio de diseño tiende a proponer intercambiadores tan largos como sea posible para
reducir costos de fabricación, accesorios y mano de obra, teniendo en cuenta que la
longitud estándar en refinerías de petróleo es de 6.1 m.
La selección de parámetros y restricciones por parte del diseñador para la creación de
una propuesta de diseño de un intercambiador en procesos de refinación, es de mucha
importancia debido al tipo de fluidos con los que se trabaja, la ubicación de estas
corrientes en el equipo de trasferencia, su tendencia al ensuciamiento, corrosividad, tipo
y material de construcción, su dimensionamiento, la delimitación de espacio, el calor
definido a transferirse, costo del proceso (calentamiento) y costo de fabricación.
Tomando en cuenta todos estos aspectos, la prioridad para un fluido altamente
ensuciante como el crudo carga y un fluido tendiente a la corrosión como el diésel, es la
elección del material y disposición geométrica para la limpieza. Los tres diseños que se
muestran en la tabla 26, están elaborados para utilizar el mismo material (acero al
carbono) y transferir el flujo de calor definido por la corriente caliente, pero, se
presentan dos disposiciones con mayores coeficientes de transferencia global y menor
80
área que se descartaron. No así el del tipo TEMA de configuración AES con haz
desmontable y paso cuadrangular (90°), que fue el diseño escogido. Esto tiene que ver
con los criterios concernientes a la facilidad de limpieza, debido a la disposición
geométrica para las configuraciones tipo TEMA AES y AEL con paso triangular (30°)
que no satisfacen el requerimiento en Refinería Lago Agrio, esto es, la inspección
periódica de limpieza en ambos lados del intercambiador para mantener el área de
transferencia aplicable para el intercambio de calor entre fluidos y minimizar el
consumo de energía del proceso. Por esta razón, se entiende que no siempre el mejor
diseño térmico será el de mayor coeficiente global empleado en la menor área posible.
El grado de flexibilidad que se le permite al simulador de intercambiadores, en
referencia a condiciones de proceso y restricciones para diseñar y verificar
configuraciones para equipos de intercambio térmico como son los de tubos y carcasa,
hace que; de todas las configuraciones calculadas, a la mejor opción se le realice una
verificación para cumplir con las condiciones de proceso, modificaciones geométricas
y advertencias que el programa provee al momento de correr la simulación. La caída de
presión es un parámetro a comparar entre los cálculos realizados y los simulados, porque
el método Kern puede generar errores muy altos debido a derivaciones y fugas en sus
caudales, que no se contemplan en el cálculo pero que si se toma en cuenta en el método
de cálculo del simulador comercial. Haciendo una comparación entre los datos
presentados en las tablas 26 y 32, la mejor opción no excede la caída de presión
permitida y tampoco existe una diferencia significativa entre el valor calculado y el
simulado, teniendo en cuenta que el método utilizado en el programa es mucho más
riguroso. Esto nos hace entender que el diseño calculado y el simulado son correctos.
El valor del ahorro estimado de combustible para una futura construcción e
implementación de la propuesta de diseño, se consigue utilizando las temperaturas
terminales actuales del intercambiador principal, por efecto del calor cedido de la
corriente caliente de crudo reducido y la temperatura del fluido frio que sale del
intercambiador IC-CC/D (crudo carga). Se asume que todo el calor que entrega este
flujo caliente es transferido al fluido frio, despreciando perdidas de calor y resistencias
que puedan presentarse en el intercambiador de precalentamiento principal. Por lo tanto,
se determina el valor de temperatura entrante al horno, mediante el desempeño térmico
de dicho intercambiador en el ambiente de simulación y que es un dato tentativo para la
81
proyección del ahorro de combustible en BPD (barriles por día) y su costo. El cálculo
de la energía de proceso entregada en el horno, trabaja con parámetros proporcionados
por Refinería, esto es, coeficiente global de transferencia con incrustaciones y área del
equipo, así como también, los flujos promedio de combustible y su poder calórico
tomado de un trabajo de investigación referente a la gasolina base. El cálculo se hizo
para la condición actual y el escenario que contempla a la implementación (nueva
condición). La diferencia entre estas dos condiciones nos permite cuantificar el valor
estimado en ahorro de combustible.
Una restricción relevante en la simulación para aceptar un diseño con su verificación,
es la relación entre el área actual y la requerida, donde la propuesta tipo TEMA de
configuración AES aceptada con todos los aspectos geométricos preliminares tuvo el
19% en exceso de área disponible, esto se debe al conteo de tubos para un diámetro de
carcasa estandarizado en cabezales tipo TEMA S. El simulador comercial ajusta estos
datos bajo su experiencia y las condiciones de trabajo disponibles en el proceso, en las
disposiciones triangulares o cuadrangulares del cabezal disponible, dando como
resultado una minimización en el área de diseño a escogerse. Las verificaciones
propuestas una vez corregidas, nos dieron un valor de relación igual a 1.01, esto es,
minimizar el valor del área de transferencia requerida por el proceso para aumentar el
coeficiente global de transferencia. Estos valores son presentados en la tabla 32, como
los resultados finales a la propuesta de diseño térmico del intercambiador IC-CC/D, para
Refinería Lago Agrio, propiedad de Petroamazonas EP.
La realización de este trabajo se sujeta a comparaciones y diferencias con proyectos
similares realizados que tienen por objetivo el diseño térmico de un intercambiador de
calor de tubos y carcasa utilizados en refinerías o industrias energéticas. A nivel
nacional, Intriago (2015) realizó el diseño térmico de un intercambiador utilizado como
precalentador, de coraza y tubos empleando las normas TEMA-Clase R, las cuales
incluyen rigurosos criterios de diseño que hacen frente a las demandas térmicas,
mecánicas, operativas, de instalación y mantenimiento del proceso. El diseño fue
adecuado para una central termoeléctrica ubicada en las afueras de la ciudad de
Guayaquil, que utiliza Fuel Oil como combustible de proceso y que necesita
calentamiento para disminuir su viscosidad previo a su utilización, en este sentido, la
propuesta que aquí se plantea hace un uso similar de estas normas en el diseño, pero con
82
la diferencia de que el equipo propuesto sería utilizado como un intercambiador para la
recuperación de calor en el proceso. En cuanto a los flujos que interactúan en los
intercambiadores, la propuesta de diseño (IC-CC/D) utiliza una corriente de producto
como fluido de utilidad (diésel), en cambio el calentamiento de Fuel Oil hace uso de
vapor satura para elevar su temperatura, escogiéndose acero al carbono como material
de construcción y, arreglos cuadrangular y triangular, permitiendo la limpieza mecánica
en ambos equipos por el lado interno de los tubos y más bien diferenciándose en el tipo
de cabezal S (flotante) y M (fijo), respectivamente. La relacion con mayor relevancia es
la cantidad de flujos con los que se trabaja, el diseño implementado tiene un caudal de
proceso 11.5 veces mayor al de la propuesta de diseño y flujos numéricamente similares
con el fluido de utilidad, tomando en cuenta el tipo de sustancia y las propiedades
térmicas para cada estado de agregación, esto se ve reflejado en la cantidad de calor a
transferirse según la necesidad; con diferencia en las temperaturas terminales, el área de
transmisión (número de tubos) y sus coeficientes de transferencia individuales y global
que caracterizan a los modelos desarrollados.
A nivel internacional, Delgado (2014) propuso una metodología para el cálculo de las
variables del diseño térmico de un intercambiador de coraza y tubos (1-6 pasos) con el
propósito de precalentar una corriente de aceite crudo de 18.73 kg/s con gasoil como
corriente de utilidad. La propuesta de diseño no difiere en restricciones geométricas o
de proceso para el diseño térmico, tomando en cuenta nuevamente las cantidades de
flujos con los que se trabajan. La metodología propuesta no especifica el uso de las
normas TEMA como pautas de diseño y menos una configuración asociada con
cabezales y carcasa, por lo que el trabajo de implementación hace énfasis en la
aplicación de estas normas, con sus estándares de seguridad para obtener el diseño que
cumpla con los requisitos de operación, que el usuario final solicita. Cabe notar, que la
propuesta de diseño hace el uso de un software especializado para mejorar el modelo,
cosa que no sucede con los trabajos mencionados.
Los costos de ahorro en combustible y construcción del equipo térmico, no son los
valores finales que cubrirán una posible implementación, se presentan como
estimaciones que el usuario final podría considerar al momento de realizar una
cotización para la puesta en marcha del proyecto.
83
5. CONCLUSIONES
Se realizó el diseño térmico de un intercambiador “Crudo Carga/Diésel” para la
Refinería Lago Agrio del Bloque 56 de Petroamazonas EP, el cual aprovecha la energía
producto del enfriamiento de la corriente caliente (diésel) con caudal aproximado de
200 BPD (barriles/día), para realizar un primer precalentamiento a la corriente de
proceso (crudo carga) con flujo volumétrico de 1000 BPD aproximadamente, mediante
el uso de un intercambiador de carcasa y tubos del tipo TEMA de configuración AES,
como una propuesta de implementación.
Por efecto del precalentamiento que se genera en el intercambiador IC-CC/D, la
corriente caliente de diésel se enfría de 198.6 °C a 77.8 °C para calentar la corriente fría
de crudo carga desde 29.9 °C a 60.9 °C, produciéndose una potencia calorífica
aproximada de 95600 W, a fin de recuperar el calor sensible que presenta la corriente
de diésel, en el proceso de refinación.
Se calcularon los coeficientes peliculares de transferencia de calor por convección, con
valores de: 121,2 W/m2°C por el lado de los tubos y 228.5 W/m2°C por el lado de la
carcasa y un coeficiente de transferencia térmica global de 73.2 W/m2°C. Estos valores
determinados en el diseño térmico, están dentro de las especificaciones para coeficientes
aproximados de transferencia, en los rangos de 60-700 W/m2°C para los coeficientes
individuales y 40-250 W/m2°C para coeficientes globales, respectivamente; que son
típicos para sistemas de hidrocarburos, considerando las viscosidades medias que
presentan estos fluidos y su aplicación, esto es; el intercambio de calor sensible en una
sola fase, con el uso de un intercambiador de casco y tubos. (ver anexo K)
Mediante los cálculos y análisis del modelo térmico desarrollado, se escogió el diseño
tipo TEMA de configuración AES: 336.6 x 4880 mm con paquete removible que
presentan 44 tubos y 6 pasos con disposición cuadrangular de 90° en los tubos, como la
mejor configuración propuesta para el requerimiento de trabajo en Refinería Lago
Agrio, debido a su delimitación de espacio (en un rango de 3 -5 m, aproximadamente),
facilidad de limpieza en el área de transferencia de calor para inspecciones periódicas y
mantenimiento del equipo cuando se necesite reemplazar tubos o accesorios.
84
Esta propuesta de diseño satisface las condiciones de proceso, restricciones y
disposición geométrica para transferir el calor definido por las temperaturas terminales
de los flujos caliente y frio, cumpliendo también con las caídas de presión permitidas
para cada lado del intercambiador, en un área de 16.8 m2, con un costo actual estimado
de construcción cercano a los 36720 dólares, 19.6% mayor al monto presentado por
Intriago (2015) que tendría un tope de 40000 dólares, pero con diferencias en su
geometría, dimensionamiento y accesorios. Esto nos hace entender que el valor
estimado no está por fuera de una cotización en el mercado nacional para su fabricación.
Con la futura implementación del intercambiador IC-CC/D, se presenta un aumento en
la temperatura de salida del fluido frio que interviene en el proceso de calentamiento.
La temperatura de crudo carga aumentaría de 60.9 °C a 201 °C en el intercambiador
principal, aproximadamente, que a su vez es la temperatura con la que ingresa al horno,
necesitándose menos energía proveniente del combustible para llegar a la condición de
ebullición a los 362.8 °C.
El ahorro estimado en el consumo de combustible en el horno de proceso, debido al
flujo de calor que se recupera en la corriente de crudo convencional en el intercambiador
IC-CC/D es 2.97 BPD (124.74 gal/día), por lo tanto, se tendría un valor aproximado de
ahorro en combustible de $94752 dólares por año, lo cual sería beneficioso para la
reducción de costos en los procesos de refinería, reutilizando energía que se consideraba
como residual e incluso cubriendo en un fututo con el costo de construcción, mano de
obra y montaje del equipo.
Los valores presentados de costos en ahorro de combustible y construcción del equipo
IC-CC/D, son estimaciones que se realizan para establecer un punto de partida en
referencia a este tipo de rubros. Esto se hace considerando una futura implementación
del equipo en el proceso y los efectos que generaría, ya que se necesita mayor
información relacionada a los costos de operación y al desarrollo de nuevos proyectos
para validar estas estimaciones.
85
6. RECOMENDACIONES
Para mejorar la predicción de las propiedades fisicoquímicas y térmicas de los fluidos,
se debería caracterizar las corrientes de trabajo con datos de curvas de las propiedades
masivas en función de sus porcentajes en volumen líquido o temperatura, que se
obtienen mediante operaciones técnicas en el laboratorio, esto hará que el error generado
por el ingreso de información mínima (bulk proporties) disminuya, permitiendo que la
predicción del simulador sea más exacta.
Efectuar estudios de eficiencia térmica para el intercambiador principal y horno de
proceso, así como un estudio hidráulico para conocer las condiciones actuales en los de
equipos de bombeo, a fin de usarlos para realizar ajustes en los datos de proceso que nos
permitan afinar aún más el diseño térmico del intercambiador de calor IC-CC/D,
mediante sus cálculos y resultados.
La implementación de un sistema de control para el flujo de combustible y aire en el
horno, mejorarían enormemente la condición de combustión y el calor transferido por
parte del combustible a la corriente de proceso, reduciendo el porcentaje de pérdidas de
calor en humos y alrededores, que se traduce en costos por galón del consumo de
combustible (gasolina base).
Realizar inspecciones periódicas de limpieza a los equipos de transferencia térmica para
disminuir al máximo el consumo de energía adicional por incrustaciones que se puedan
formar en los lados externo o interno de los tubos, porque la implementación del
intercambiador IC-CC/D requiere a estos equipos térmicos en óptimas condiciones, esto
es, que el flujo de calor definido por el equipo, se transfiera al fluido frio para llegar al
ahorro en el consumo de combustible esperado.
La implementación de un desalador electrostático para las condiciones de proceso
establecidas en Refinería Lago Agrio, hará que el porcentaje de sal contenido en el crudo
carga minimice la potencial formación de incrustaciones y la corrosividad de los
materiales no despreciables en el tiempo, porque Refinería Lago Agrio no cuenta
actualmente con una unidad de este tipo y el crudo presenta solamente un bajo contenido
de agua en su composición.
86
Tanto el diseño mecánico como los costos de fabricación e implementación, ameritan
otro estudio debido a que estos últimos requieren ser amortizados. Con esto se tendrá
una referencia efectiva al valor de esta implementación utilizando los costos de mercado
asociados a construcción, mano de obra y montaje del equipo, y que, a su vez mediante
una evaluación económica, se establezca una relacion con los costos de operación para
conocer cuánto realmente se ahorraría en combustible.
Para una futura implementación del intercambiador IC-CC/D, el usuario final
(Petroamazonas EP.) debe considerar todas las variables del diseño de transferencia de
calor para la instalación. Al ser un intercambiador de paquete desmontable, el espacio
total para los requisitos de instalación debe ser el doble de la longitud de la carcasa, para
evitar inconvenientes al momento de su limpieza o mantenimiento.
87
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91
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1.
95
ANEXOS
96
ANEXO A. Esquema de selección para la elección del tipo de intercambiador de
carcasa y tubos correcto.
Fuente: Nitsche, M., Gbadamosi, R. (2016). Heat Exchanger Design Guide: A Practical
Guide for Planning, Selecting and Designing of Shell and Tube Exchangers. (p. 18).
USA: Butterworth Heinemann, Elsevier Inc.
97
ANEXO B. Consideraciones de seguridad para intercambiadores tubulares.
CONSIDERACIONES DE SEGURIDAD PARA INTERCAMBIADORES TUBULARES
Especificación y
Dimensionamiento
La velocidad máxima viene dictada por la vibración, la erosión, la caída de presión y el tamaño físico del
intercambiador de calor.
Elija un tubo en U o un cabezal flotante cuando la expansión térmica entre la carcasa y los tubos sea un problema
[las temperaturas de los fluidos difieren en más de 110°C (200°F)].
Elija un cabezal flotante cuando limpie los tubos mecánicamente; es importante ya que puede haber erosión en el
lado del tubo.
Use válvulas de control de acción lenta para ayudar a evitar golpes de ariete y choques térmicos.
Instalación
Coloque el dispositivo de movilidad en los ojos de elevación (si los hay), en los soportes o desde abajo. Evite
levantar desde las boquillas.
Asegúrese de que las tuberías estén diseñadas para facilitar la apertura de las placas de cubierta y para sacar los
tubos. Proporcione espacio libre para la limpieza y el mantenimiento.
Considere la posibilidad de instalar pantallas o escudos protectores si el intercambiador está diseñado para
funcionar por encima de 60°C (140°F).
Use válvulas de aislamiento con respiraderos y drenajes para facilitar condiciones seguras para el mantenimiento.
Operación
Los modos de falla incluyen: falla del sistema de control, rotura del tubo, separación del tubo de la placa de tubos
e intercambiador bloqueado.
Las fallas del intercambiador de placa y marco incluyen: fugas en la junta, lo que provoca la mezcla del lado
caliente y frío o la liberación de fluido en los alrededores.
El flujo del lado frío se inicia normalmente antes del lado caliente. Sin embargo, para los enfriadores, el lado
caliente puede iniciarse primero.
Mantenimiento Revise los datos (caída de presión y rendimiento térmico) para determinar cuándo se ensucian los tubos y cuándo
es necesario limpiarlos.
Asegúrese de que el intercambiador de calor esté completamente drenado y ventilado antes de abrirlo para su
inspección o mantenimiento.
Fuente: Hall, S. M. (2017). Rules of Thumb for Chemical Engineers. (p. 199). 6th ed. USA: Butterworth-Heinemann, Elsevier Inc.
98
ANEXO C. Diagrama de flujo para la selección del paquete termodinámico adecuado.
Fuente: Towler, G., Sinnott, R. (2013). Chemical Engineering Design: Principles, Practice, and Economics of Plant and Process Design. (p. 183). 2nd
ed. USA: Butterworth-Heinemann Elsevier Inc.
99
ANEXO D. Diagrama de flujo del sistema de intercambio térmico de Refinería Lago Agrio con el intercambiador IC-CC/D en proceso.
Fuente: Petroamazonas EP. (2018). Refinería Topping Lago Agrio – Diagrama de Flujos de Procesos + Balance de Energía. INT.
100
ANEXO E. Resistencias de ensuciamiento de TEMA para corrientes de refinería de
petróleo en intercambiadores de carcasa y tubos, (m2°C/kW).
Fuente: Tabla 4, Fouling of Heat Exchanger Surfaces, Verein Deutscher Ingenieure. (2010). VDI
Heat Atlas. (p. C4-81). 2nd ed. Germany: Springer-Verlag Berlin Heidelberg.
101
ANEXO F. Reportes de resultados del precalentamiento para las corrientes caliente y fría, determinadas en la simulación.
Fuente: Workbook Case, IC-CC/D.hsc, AspenTech: Aspen ONE®. (2015). Ambiente de Simulación de Aspen HYSYS. USA.
102
ANEXO G. Estructura lógica para el proceso de diseño del intercambiador de calor.
Fuente: (Basado en Bell, K. J., Intercambiadores de calor: Fundamentos y diseño térmico-hidráulico,
Taylor y Francis, Washington, D.C., 1981.), Kakaç, [et. al.]. (2012). Heat Exchangers,
Selection, Rating and Thermal Design. (p. 379). 3rd ed. Florida: Taylor & Francis Group.
Identificación del problema
Selección del tipo de intercambiador de
calor
Selección de un conjunto tentativo de parámetros de diseño
del intercambiador
Valoración del diseño térmico e hidráulico (Caídas de presión)
preliminar
Evaluación del diseño ¿ΔP aceptable?
Diseño Mecánico
Modificación de los parámetros de diseño
No
Si
Los elementos dentro de
este cuadro pueden
hacerse a mano o por
computadora
103
ANEXO H. Dimensiones de tubos según el estándar BWG.
Fuente: Cao, E. (2010). Heat Transfer in Process Engineering. (p. 529). 1st ed. USA: The McGraw-
Hill Companies, Inc.
104
ANEXO I. Dimensiones de tubos según la disposición Pitch.
Fuente: C.6, Tabla 6.3. Cao, E. (2010). Heat Transfer in Process Engineering. (p. 124). 1st ed. USA:
The McGraw-Hill Companies, Inc.
105
ANEXO J. Algoritmo de cálculo utilizado en el diseño térmico del intercambiador IC-CC/D.
Fuente: Towler, G., Sinnott, R. (2013). Chemical Engineering Design: Principles, Practice, and
Economics of Plant and Process Design. (p. 1098). 2nd ed. USA: Butterworth-Heinemann
Elsevier Inc.
Especificación
Definir la potencia calorífica. Realizar el balance de energía si es necesario para calcular caudales o temperaturas no especificados
Paso 1
Recopilar propiedades físicas
Paso 2
Calcular DMLT, factor de corrección, Ft y DMTC
Paso 3
Asumir el valor del coeficiente global Uo, as.
Paso 4
Determinar el área de transferencia de calor requerido: Ao= q /Uo,as DMTC
Paso 5
Decidir el tipo, el tamaño del tubo, la disposición del material. Calcular el número de tubos
Paso 6
Decidir el número de pasos en tubos y carcasa.
Paso 7
Determinar el diámetro de la carcasa para el número de tubos y paso, mediante tablas.
Paso 8
Estimación del coeficiente de transferencia de calor del lado del tubo
Paso 9
1
1
Decidir el espaciamiento de los deflectores y estimar el coeficiente de transferencia de calor del lado de la carcasa
Paso 10
Calcular el coeficiente de transferencia de calor total incluyendo los factores de ensuciamiento, Uo, calc
Paso 11
Estimación de las caídas de presión en el lado del tubo y de la carcasa
Paso 12
0 <Uo, calc − Uo, as
Uo, as< 30%
¿Pérdidas de presión dentro de las
especificaciones?
Aceptar el diseño
Paso 13
Si
Establecer Uo,as= Uo, calc No
No
Si
106
ANEXO K. Valores de coeficientes globales e individuales típicos para diferentes sistemas de
fluidos.
Fuente: Cao, E. (2010). Heat Transfer in Process Engineering. (pp.527-528). 1st ed. USA: The
McGraw-Hill Companies, Inc.
107
ANEXO L. Tablas para el conteo de tubos en cabezales tipo TEMA (paso cuadrangular).
Fuente: Apéndice C.3, Tabla C.5, Serth [et. al.]. (2014). Process Heat Transfer Principles, Applications and Rules of Thumb. (p. 593). 2nd ed.
USA: Academic Press, Elsevier Inc.
108
ANEXO M. Tablas para el conteo de tubos en cabezales tipo TEMA (paso triangular).
Fuente: Apéndice C.3, Tabla C.6, Serth [et. al.]. (2014). Process Heat Transfer Principles, Applications and Rules of Thumb. (p. 594). 2nd ed.
USA: Academic Press, Elsevier Inc.
109
ANEXO N. Comparaciones entre distintos intercambiadores del tipo carcasa y tubos con
relevancia en el factor limpieza.
Fuente: Tabla 6-5, Cao, E. (2004). Transferencia de Calor en Ingeniería de Procesos.
(p.116). 1ra ed. Argentina.
110
ANEXO O. Reportes de resultados del calentamiento para las corrientes caliente y fría, determinadas en la simulación.
Fuente: Workbook Case, IC-CC/CR.hsc, AspenTech: Aspen ONE®, (2015). Ambiente de Simulación en Aspen HYSYS. USA.
111
ANEXO P. Condiciones que deben cumplirse bajo las normas TEMA aplicables al diseño
térmico.
Fuente: Apéndice 21, Cao, E. (2004). Transferencia de Calor en Ingeniería de Procesos.
(p. 416). 1ra ed. Argentina.
112
ANEXO Q. Diagrama del intercambiador IC-CC/D en el ambiente de simulación.
Fuente: Diagrama de flujo, IC-CC/CR.hsc, AspenTech: Aspen ONE®, (2015). Ambiente de Simulación de Aspen HYSYS. USA.
113
ANEXO R. Resultados del modo Diseño en la simulación para el intercambiador IC-CC/D.
Fuente: Modo diseño, IC-CC/CR.hsc, AspenTech: Aspen ONE®, (2015). Ambiente de Simulación de Aspen EDR. USA.
114
ANEXO S. Hoja de especificaciones TEMA para el intercambiador IC-CC/D.
115
ANEXO T. Resumen general del modo verificación para el intercambiador IC-CC/D.
Fuente: Resumen general, IC-CC/D.hsc, AspenTech: Aspen ONE®, (2015). Ambiente de
Simulación de Aspen EDR. USA.
116
ANEXO U. Vista lateral: Plano de dibujo del Intercambiador IC-CC/D del Tipo TEMA AES: 336.6 x 4880 mm (90° □).
117
ANEXO V. Vista frontal interna: Plano de dibujo del Intercambiador IC-CC/D del Tipo TEMA AES: 336.6 x 4880 mm (90° □).
